Экспериментальное моделирование локальной гидродинамики и теплообмена в элементах ядерных энергетических установок тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, доктор наук Лобанов Павел Дмитриевич

• Лобанов Павел Дмитриевич
• доктор наук
• 2022

Оглавление диссертации доктор наук Лобанов Павел Дмитриевич

Введение

1 Проблемы моделирования гидродинамики и теплообмена в элементах ядерных энергетических установок

1.1 Теплогидравлика тепловыделяющих сборок реакторных установок

1.2 Гидродинамика и теплообмен двухфазных потоков

1.2.1 Формирование и эволюция пузырей газа в теплоносителях реакторных установок

1.2.2 Структура течения вблизи присоединенных пузырей

1.2.3 Исследования нисходящего пузырькового потока

1.2.4 Особенности отрывных пузырьковых потоков

1.2.5 Гидродинамика и теплообмен двухфазного потока в тепловыделяющих сборках

1.3 Неизотермические потоки в камерах смешения

2 Методы экспериментальных исследований гидродинамики и теплообмена

2.1 Бесконтактные методы исследования

2.2 Контактные методы

2.3 Методы, применявшиеся в данном исследовании

2.3.1 Краткое описание экспериментальной модели тепловыделяющей сборки

2.3.2 Метод определения коэффициентов трения и гидравлического сопротивления

2.3.3 Методика измерения осевой скорости

2.3.4 Методика измерения касательных напряжений

2.3.5 Метод исследования теплообмена

2.3.6 Метод измерения осредненной и пульсационной скорости

3 Гидродинамика и теплообмен потока в тепловыделяющей сборке

3.1 Экспериментальные исследования в вертикальных сборках стержней

3.1.1 Описание экспериментальных стендов

3.1.2 Перепад давления и гидравлическое сопротивление

3.1.3 Данные по влиянию расстояния между дистанционирующими и перемешивающими решетками на коэффициент гидравлического сопротивления

3.1.4 Распределение касательных напряжений на стенке имитатора твэла

3.1.5 Влияние дистанционирующих решеток на распределение касательных напряжений

3.1.6 Данные по теплообмену за дистанционирующей решеткой

3.1.7 Данные по распределению осевой скорости за ДР

3.1.8 Влияние диаметра и относительного шага твэлов на поток

3.2 Исследование двухфазного течения в тепловыделяющей сборке

3.2.1 Исследования в потоке с впрыском газа из одиночного сопла

3.2.2 Параметры потока при распределенном вводе газа

3.3 Выводы

4 Гидродинамика и теплообмен двухфазных потоков в элементах реакторных установок

4.1 Структура нисходящих пузырьковых течений

4.1.1 Описание экспериментального стенда

4.1.2 Распределение напряжения трения на стенке

4.1.3 Влияние размера пузырей на гидродинамику потока и теплообмен при постоянных расходах жидкости и газа

4.2 Структура течения и теплообмен в трубе с внезапным расширением

4.2.1 Описание экспериментального стенда для исследования отрывного пузырькового потока

4.2.2 Гидродинамика и теплообмен отрывного пузырькового потока

4.3 Гидродинамика потока в кольцевом канале с частичным перекрытием сечения

4.3.1 Описание экспериментального стенда для исследования потока с блокадой

4.3.2 Локальная гидродинамика потока с блокадой

4.4 Исследование процессов при инжекции дисперсной фазы в тяжелый жидкометаллический теплоноситель

4.4.1 Описание экспериментальных стендов

4.4.2 Описание методов и неопределенности измерений

4.4.3 Результаты экспериментов

4.4.4 Эксперименты с визуализацией движения пузырей в тяжелом жидкометаллическом теплоносителе

4.5 Динамические процессы, возникающие при импульсной инжекции газа в жидкость

4.5.1 Описание экспериментального стенда

4.5.2 Методы и неопределенности измерений

4.5.3 Эволюция параметров теплоносителя при внезапной инжекции дисперсной фазы

4.6 Гидродинамика и теплообмен крупного присоединенного пузыря

4.6.1 Экспериментальный стенд для исследования потока с присоединенным пузырем

4.6.2 Гидродинамика и теплообмен потока под присоединенным пузырем

4.7 Выводы

5 Моделирование течений в элементах реакторных установок с тяжелыми жидкометаллическими теплоносителями

5.1 Смешение разнотемпературных потоков тяжелого жидкометаллического теплоносителя

5.1.1 Схема и описание экспериментального стенда для изучения процессов в камерах смешения

5.1.2 Описание эксперимента

5.1.3 Измерение температуры

5.1.4 Оценка неопределенности измерений

5.1.5 Оценка нестационарности эксперимента

5.1.6 Воспроизводимость эксперимента

5.1.7 Распределение температуры при неизотермическом течении в тройниковом смесителе с тяжелым жидкометаллическим теплоносителем

5.2 Распределение температуры при течении тяжелого жидкометаллического теплоносителя в тепловыделяющей сборке

5.2.1 Экспериментальная модель тепловыделяющей сборки с ТЖМТ

5.2.2 Процедура выполнения измерений

5.2.3 Методы измерений

5.2.4 Калибровка и неопределенности измерений расхода и температуры

5.2.5 Распределение температуры при течении тяжелого жидкометаллического теплоносителя в тепловыделяющей сборке с неравномерным энерговыделением

5.3 Выводы

Заключение

Список условных обозначений и сокращений

Список литературы

Приложение А: Внедрение результатов работы

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Экспериментальное моделирование локальной гидродинамики и теплообмена в элементах ядерных энергетических установок»

Введение

Актуальность темы. Будущее энергетики связано с развитием методов генерации тепловой и электрической энергии с минимальным потреблением горючих ископаемых и снижением выбросов парниковых газов. Одним из основных источников энергии, удовлетворяющих данным требованиям, является ядерная реакция. Однако несомненные преимущества атомной энергетики могут быть обесценены последствиями аварий, сопровождающихся выбросом радиоактивных веществ в окружающую среду. Существенно повысить эффективность и безопасность работы ядерных энергетических установок могут оптимизация конструкций существующих энергоблоков атомных электростанций на тепловых нейтронах и создание реакторов нового типа на быстрых нейтронах с жидкометаллическими теплоносителями, замкнутым ядерным топливным циклом и естественной защитой.

Исследование интегральных и, что особенно важно, локальных термогидродинамических параметров работы элементов реакторных установок (РУ) с различными типами теплоносителей необходимо для улучшения эксплуатационных характеристик. Из-за сложности экспериментального исследования работы РУ в штатных и аварийных режимах течения теплоносителя моделируют на основе расчетов. Существующие в настоящее время системные теплогидравлические коды основаны на эмпирической информации и теоретических предположениях. Появляется возможность неверного предсказания из-за несовершенства моделей, эффектов нодализации и других факторов. Требуется их доработка и верификация с учетом последних достижений в области экспериментальной гидродинамики и теплообмена.

Для снижения гидравлического сопротивления, увеличения запаса до кризиса теплообмена и его интенсификации, повышенное внимание следует уделить локальным течениям в ячейках тепловыделяющих сборок (ТВС), влиянию диаметра и шага расположения твэлов, конструкции дистанционирующих элементов на локальные термогидродинамические характеристики.

Существенной проблемой является ограниченность базы данных о закономерностях теплофизических явлений при течении теплоносителя с малыми числами Прандтля. Возникает необходимость проведения пилотных работ по исследованию закономерностей гидродинамики и теплообмена тяжелых жидкометаллических теплоносителей (ТЖМТ).

Для РУ с ТЖМТ важно рассмотрение задачи о гипотетической аварии, возникающей при разрыве теплообменных трубок парогенератора (ПГ), в связи с достаточно высокой вероятностью ее возникновения. Локальное повреждение теплообменной трубки второго

контура может привести к аварийным ситуациям, связанным с возможными скачками давления, кристаллизацией ТЖМТ, попаданию пузырей в ТВС и повышению реактивности и т.д. В связи с этим, необходимо определение закономерностей формирования и движения пузырей в ТЖМТ, гидродинамики присоединенных газовых пузырей, отрывных и нисходящих двухфазных потоков.

Для понимания физических механизмов особенностей локальных течений в элементах РУ и их влияния на интегральные параметры необходимо проведение исследований модельных объектов с относительно простой геометрией, но имеющих сложную структуру потока. Подобные данные необходимы для верификации и валидации различных методов расчетов, в том числе вычислительной гидродинамики (Computational fluid dynamics, CFD). Проблема тепловой перемежаемости, которая может привести к термоциклическому повреждению стенок оборудования в местах сочленений их элементов, достаточно подробно рассмотрена для водяного и воздушного теплоносителей на примере тройниковых соединений. Однако для ТЖМТ подобные данные отсутствуют, что затрудняет разработку теплогидравлических кодов и средств вычислительной гидродинамики, описывающих процессы, происходящие в РУ на быстрых нейтронах.

Таким образом, проведение экспериментальных исследований локальной гидродинамической структуры и теплообмена в элементах ядерных энергетических установок является актуальной научно-практической задачей. Подобные данные помогут более глубокому пониманию влияния дистанционирующих элементов на теплогидравлику ТВС при вариации геометрических параметров, закономерностей локальной гидродинамики и теплообмена двухфазных течений теплоносителя (в т.ч. ТЖМТ) в элементах реакторных установок, неизотермических течений ТЖМТ.

Целью данной работы является экспериментальное исследование локальной гидродинамической структуры, турбулентных характеристик и теплообмена одно- и двухфазных потоков водяного и тяжелого жидкометаллического теплоносителей в элементах ядерных энергетических установок для установления теплофизических закономерностей, обоснования проектных решений и верификации расчетных кодов, в том числе CFD методов.

Задачами исследования являлось:

- исследование локальной гидродинамической структуры (напряжения трения на стенке, скорости жидкости и пузырей, распределение пузырей газа) и теплообмена одно- и двухфазных потоков в экспериментальных моделях ТВС, с дистанционирующими и

перемешивающими решетками разных типов при вариации диаметра имитаторов твэлов, их количества, шага расположения, расхода теплоносителя;

- исследование локальных явлений, связанных с формированием двухфазных течений в элементах РУ, взаимодействию газовой фазы с теплоносителем, особенностей нисходящих и отрывных двухфазных течений, получение данных об отрывном диаметре пузырей, напряжении трения на стенке, скоростей дисперсной и несущей фаз, теплообмене и эволюции давления;

- проведение экспериментальных исследований и получение детальных данных по структуре температурного поля теплоносителя при неизотермических течениях ТЖМТ в соединениях трубопроводов и ячейках модели ТВС.

Научная новизна.

На основе экспериментального моделирования течений теплоносителя в элементах реакторных установок определены закономерности локальных распределений осредненных и пульсационных значений скорости, напряжения трения, температуры и газосодержания.

Выполнено комплексное экспериментальное исследование одно- и двухфазных течений в моделях ТВС при широкой вариации конструкций дистанционирующих решеток (ДР), диаметра стержней-имитаторов твэлов, относительного расстояния между их осями, режима течения теплоносителя, установлены области возмущения потока за дистанционирующими решетками, впервые показаны особенности локальных гидродинамических параметров и распределения газовой фазы и теплообмена в этих областях.

Впервые выявлены и детально исследованы режимы течения нисходящего пузырькового потока с подавлением теплообменных процессов, показано, что связано с подавлением турбулентности и существенным изменением спектральных характеристик.

Впервые проведено экспериментальное исследование теплообмена отрывного пузырькового потока. Показано, что из-за формирования крупномасштабных вихревых структур в отрывной области потока, добавление пузырей оказывает слабое влияние на теплообмен, а в области восстановления течения интенсификация теплообмена в двухфазном потоке может достигать десятков процентов.

На примере Т-образного соединения трубопроводов впервые проведено экспериментальное исследование смешения разнотемпературных потоков, содержащего свинец тяжелого жидкометаллического теплоносителя. Получены данные о распределении осредненной и пульсационной температуры стенок канала и теплоносителя и их зависимости от расходов

потоков, выявлены наиболее подверженные термоциклическим воздействиям области стенок канала.

Достоверность результатов подтверждается:

- повторением измерений с сохранением начальных и граничных условий при проведении экспериментальных исследований;

- использованием надежных экспериментальных методов, проведением калибровочных процедур в канонических течениях;

- анализом неопределенностей эксперимента, сравнением полученных данных с известными зависимостями;

- кросс верификацией результатов разных методов измерений, «слепым» и прямым сравнением данных экспериментов и расчетов.

Практическое значение работы.

Полученные данные могут быть использованы при проектировании узлов новых поколений реакторных установок и обосновании конструкторских решений. Результаты исследования используются в Институте проблем безопасного развития атомной энергетики РАН, ОАО ОКБ «Гидропресс», ОАО «ОКБМ Африкантов», для настройки и верификации расчетных кодов, описывающих типовые сценарии при штатных и аварийных условиях эксплуатации РУ: теплогидравлика ТВС, процессов, происходящих в камерах смешения, а также при возникновении межконтурной неплотности в реакторе с ТЖМТ. Результаты исследований двухфазных потоков используются для верификации расчетных моделей, предложенных в ИТ СО РАН, ИБРАЭ РАН, СФУ и других организациях.

Положения, выносимые на защиту:

- Результаты детальных экспериментальных исследований распределения осредненной и пульсационной скорости и локального газосодержания в ТВС, напряжения трения по периметру стержня-имитатора твэла и теплообмена одно- и двухфазного потока в моделях ТВС при изменении режима течения, диаметра имитаторов твэлов, относительного шага их расположения и количества;

- Экспериментальные данные о степени влияния дистанционирующих и перемешивающих решеток разных типов на локальные гидродинамические характеристики потока теплоносителя, теплообмен и гидравлическое сопротивление;

- Новые закономерности двухфазных течений, возникающих в элементах реакторных установок: данные о параметрах турбулентности, локальной гидродинамической структуре

нисходящего пузырькового потока при вариации дисперсного состава газовой фазы в режимах течения с интенсификацией и ухудшением теплообмена относительно однофазного потока; результаты исследований гидродинамики и теплообмена при отрыве и восстановлении пузырькового потока;

- Экспериментальное моделирование локальных течений при взаимодействии дисперсной фазы с ТЖМТ, новые данные о формировании течения, включающие скорости всплытия пузырей в расплаве ТЖМТ, экспериментальные данные об изменения давления и свободного уровня теплоносителя в канале при «взрывном» истечении газа высокого давлении в ТЖМТ;

- Приоритетные результаты по распределению осреднённых и пульсационных значений температур в области смешения двух потоков ТЖМТ с разной температурой при изменении отношения расходов «горячего» и «холодного» теплоносителя.

Личный вклад автора. Основные научные результаты, включенные в диссертацию и выносимые на защиту, получены соискателем лично. Постановка задач данного исследования производилась как лично диссертантом, так и совместно с д.ф.-м.н. Кашинским О.Н. и член-корр. РАН Прибатуриным Н.А. Стенды для проведения исследований были созданы либо лично автором (стенд для изучения течения с внезапным расширением, стенд для исследования влияния диаметра твэлов и относительного шага на гидродинамику течения в ТВС), либо в составе научного коллектива (все остальные экспериментальные установки). Автор принимал непосредственное участие в создании и отладке методов измерений, применяемых в данном исследовании. Автором подготовлены экспериментальные стенды, проведены исследования, разработаны алгоритмы для обработки экспериментальных данных и произведены их анализ и интерпретация. Совместно с соавторами подготовлены публикации по результатам исследований, при этом вклад диссертанта был определяющим.

Апробация результатов. Результаты и материалы диссертационного исследования докладывались:

- на международных конференциях: International Conference on Multiphase Flow (2016 г., г. Флоренция, Италия, 2019 г., г. Рио де Жанейро, Бразилия), International Conference of Nuclear Engineering (2012 г., г. Анахайм, США, 2013 г., г. Чэнду, Китай, 2014 г., г. Прага, Чехия, 2018 г., г. Лондон, Великобритания), International Topical Meeting on Nuclear Reactor Thermal Hydraulics (2013 г., г. Пиза, Италия, 2017 г., г. Сиань, Китай), 16th International Heat Transfer Conference (2018 г., г. Пекин, Китай), THINS 2014 International Workshop (2014 г., г. Модена, Италия), ASME 2014 Joint US-European Fluids Engineering Division Summer Meeting FEDSM 2014 (2014 г., г. Чикаго,

США), Multiphase Flows - Simulation, Experiment and Application (2009, 2018, 2019 гг., г. Дрезден, Германия), International Conference on Fast Reactors and Related Fuel Cycles: Next Generation Nuclear Systems for Sustainable Development (FR17) (2017 г., г. Екатеринбург, РФ), 7th International Conference on Heat Transfer, Fluid Mechanics and Thermodynamics (2010 г., г. Анталья, Турция), 6th International Symposium Turbulence, Heat and Mass Transfer (2009 г., г. Рим, Италия), 6th International Symposium on Multiphase Flow, Heat Mass Transfer and Energy Conversion (2009 г., г. Сиань, Китай), Международной научно-практической конференции по атомной энергетике «Безопасность, эффективность, ресурс» (2017-2019 гг., г. Севастополь, РФ), Минский Международный форум по тепло- и массообмену (2008, 2012 гг., г. Минск, Республика Беларусь), Американо-Российском симпозиуме по гражданской ядерной энергетике (2013 г., г. Вашингтон, США);

- на российских конференциях: «Устойчивость и турбулентность течений гомогенных и гетерогенных жидкостей» (2005 г., г. Новосибирск, РФ), Российской национальной конференции по теплообмену (2006, 2010 гг., г. Москва, РФ), Межведомственном семинаре «Теплофизика 2008» (2008 г., г. Обнинск, РФ), Advanced Problems Mechanics (2009 г., г. Санкт-Петербург, РФ), МНТК «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР» (2009, 2011 гг., г. Подольск, РФ), Теплофизические основы энергетических технологий (2011 г., г. Томск, РФ), Динамика многофазных сред (2015 г., г. Новосибирск, РФ), Сибирском теплофизическом семинаре (2005, 2017-2019 гг., Новосибирск, РФ), Семинарах ОАО «ТВЭЛ» по улучшению эксплуатационных характеристик АЭС с ВВЭР (2007-2013 гг., г. Обнинск, РФ).

Исследования проводились в рамках индустриальных программ, проектов РФФИ, грантов Президента РФ для молодых кандидатов наук.

Публикации: по теме диссертации автором опубликовано 60 печатных работ, из них 22 -в ведущих реферируемых отечественных и зарубежных журналах из списка ВАК при Минобрнауки России (Журнал технической физики, Письма в ЖТФ, Теплофизика и Аэромеханика, Теплоэнергетика, ПМТФ, Int. J. of Heat and Mass Transfer, Journal of Engineering Thermophysics, Nuclear Engineering and Design, Energies, Journal of Physics: Conference Series); 37 - в материалах международных и российских конференций и семинаров. Одна статья автора включена в монографию.

Структура и объем диссертации. Диссертация изложена на 237 страницах машинописного текста, содержит 11 таблиц, 144 рисунка и состоит из введения, пяти глав и заключения. Библиографический указатель содержит 403 источника.

l Проблемы моделирования гидродинамики и теплообмена в элементах

ядерных энергетических установок

Разработка и лицензирование элементов ядерных энергетических установок (ЯЭУ) производится с помощью аттестованных расчетных теплогидравлических кодов. В зарубежной практике для проектирования реакторных установок, анализа режимов работы, исследования методов управления, в т.ч. сценариями аварийных ситуаций, вероятностного анализа безопасности, в целях лицензирования и других задач используются системные теплогидравлические коды улучшенной оценки (best estimate analysis, BE), такие как RELAP, ATHLET, CATHARE, TRAC и др. Для реакторных установок с жидкометаллическими теплоносителями применяются SAS4A/SASSYS-1, SIMMER-III(IV), ASTEC-Na и др. Для создания и заполнения матриц верификации развернуты масштабные экспериментальные работы, включающие исследования:

- на моделях для исследования фундаментальных зависимостей;

- установках для моделирования отдельных явлений;

- интегральных стендах;

- объектах ядерной энергетики.

На основе экспериментальных данных производится валидация новых моделей гидродинамики, теплообмена, турбулентности, а также замыкающих соотношений.

Использование кодов улучшенной оценки позволило снизить консерватизм при разработке РУ и улучшить эксплуатационные параметры. Однако для анализа безопасности более оправдано использование трехмерных кодов вычислительной гидродинамики или комбинированных подходов. Коммерческие CFD коды (STAR-CСM+, Ansys и др.) развиваются на протяжении последних десятилетий, однако их применение в атомной энергетике требует тщательного обоснования.

Можно выделить ряд особых экспериментальных работ - так называемые международные стандартные задачи (МСЗ), (International standard problem, ISP), проводимые, как правило, на интегральных стендах. МСЗ направлены на верификацию и валидацию CFD методов для применения в атомной промышленности. Из последних циклов подобных работ можно выделить исследования смешения потоков в тройниковых смесителях [1, 2] которые были инициированы в связи с опасностью повреждения контуров теплообменного оборудования из-за флуктуаций температуры стенок при тепловом взаимодействии потоков теплоносителя. Другой пример (MATIS-h [3]) направлен на оптимизацию параметров течения теплоносителя в квадратной

сборке вертикальных стержней с дистанционирующей решеткой с перемешивающими элементами (дистанционирующая перемешивающая решетка, ДПР). В АО «ОКБМ Африкантов» проведена серия исследований, направленных на изучение связанных процессов гидродинамики и механики конструкций [4]. Для большинства подобных экспериментальных работ в открытых источниках предоставляется ограниченная информация, зачастую непригодная для проведения полноценной верификации расчетных кодов.

При нормальной и аварийной эксплуатации элементов РУ в связи с кипением теплоносителя, принудительной инжекцией дисперсной фазы или возникновении аварийных ситуаций, например, межконтурной неплотностью, может происходить формирование и движение двухфазных потоков (газ/пар - жидкость). Поэтому требуется развитие методов предсказания параметров таких потоков: интегральных теплогидравлических кодов, средств вычислительной гидродинамики многофазных потоков (Computational Multi-Fluid Dynamics, CMFD), методов прямого численного моделирования (Direct Numerical Simulation, DNS) и других. Для обоснования и настройки приведенных выше методов требуются надежные экспериментальные данные.

Для верификации и прохождения аттестации отечественными теплогидравлическими кодами (например, КОРСАР, СОКРАТ, HYDRA-IBRAE, и др.), методов CFD (ЛОГОС и др.) и прямого численного моделирования (CONV-3D), требуется проведение экспериментальных исследований, соответствующих приведенным ниже требованиям:

- применение надежных и высокоинформативных методов исследований локальных параметров потоков, проведение анализа неопределенности измерений;

- адаптация современных экспериментальных методов для исследуемых объектов;

- разбиение сложных явлений на более простые и подробное их исследование, изучение сопутствующих явлений.

Ниже приведен обзор литературы, посвященной параметрам, определяющим функционирование узлов реакторных установок: теплогидравлика ТВС, двухфазных потоков, камер смешения.

1.1 Теплогидравлика тепловыделяющих сборок реакторных установок.

Основной частью РУ является активная зона, в которой располагаются ТВС, где происходит обмен теплом между топливными элементами (твэлами) и теплоносителем. Как правило, в качестве твэлов используется топливный столб, состоящий из урановых таблеток,

покрытых оболочкой, которая представляет собой цилиндрическую трубку. Топливные кассеты состоят из сотен твэлов. Для позиционирования твэлов могут применяться различные дистанционирующие элементы (дистанционирующие решетки, дистанционирующие перемешивающие решетки, проволочная навивка (ПН)). Могут быть использованы интенсификаторы теплообмена, например, перемешивающие решетки (ПР). В основном, твэлы конфигурируются в треугольную (гексагональную) или квадратную компоновки и расположены в углах треугольников и квадратов, но могут быть и другие сборки, например, канадский тяжеловодный водо-водяной реактор (Canada Deuterium Uranium, CANDU). В большинстве действующих РУ в качестве теплоносителя используется вода.

Исследованию гидродинамики и теплообмена ТВС реакторных установок посвящено большое количество работ. Основные параметры проведенных экспериментальных исследований приведены в таблице 1. В первом столбце приводится фамилия первого автора и год публикации. Во втором столбце приведено сокращенное название теплоносителя: А - аргон, В - вода, Вз - воздух, Г - гелий, Н - натрий, Р - ртуть, С - свинец. В третьем столбце показан диапазон чисел Рейнольдса. В четвертом столбце приведены геометрические характеристики канала. Сначала указаны количество стержней и тип упаковки (• - гексагональная, □ -квадратная). Далее приведены данные о дистанционирующих элементах ([-] - без ДЭ, [+] - с ДР, ПН - проволочная навивка, ДПР - дистанционирующая перемешивающая решетка). Далее, после знака 0 указан диаметр стержней в миллиметрах. В пятом столбце приведены данные об относительном шаге. В шестом столбце приведено краткое описание результатов экспериментов (КГС - коэффициент гидравлического сопротивления, РН - Рейнольдсовы напряжения, ТКЭ -турбулентная кинетическая энергия, ТО - теплообмен, Т - температура, Т' - пульсации температуры, u - скорость жидкости, u' - пульсации скорости жидкости, т - касательные напряжения). В седьмом столбце приведены данные о методах измерений, применявшихся в экспериментах (ЛДИС - лазерный допплеровский измеритель скорости, ЛИФ - лазерно-индуцированная флуоресценция, ОД - отборы давления, ТП - термопары, Particle Image Velocimetry, PIV - цифровая трассерная визуализация).

Наибольшее количество исследований проведено с использованием воды или воздуха в качестве модельного теплоносителя. Это связано с относительной простотой постановки подобных экспериментов и проведения визуальных наблюдений и измерений, основанных на оптических методах исследования гидродинамики течений теплоносителя.

Исследования структуры потоков в ТВС РУ производится в течение многих лет. В 60х годах прошлого столетия основное внимание было уделено исследованию интегральных

параметров: скорости теплоносителя, напряжению трения на стенке, температуры теплоносителя, определению коэффициентов трения, гидравлического сопротивления и теплообмена [5-14]. Применялись отборы давления, трубки Пито и Престона, термопарные измерения. Можно выделить работы, которые были проведены в ФЭИ, г. Обнинск [7-9, 13]. Были получены первые данные о локальной гидродинамике в условиях ТВС, предложены корреляции для расчета коэффициентов сопротивления и теплообмена.

В 70х годах прошлого столетия в KIT, Германия, Карлсруэ был проведен большой цикл работ, посвященных изучению основных теплогидравлических параметров реакторных установок с гексагональной и квадратной компоновками [15-19]. Были выполнены исследования коэффициента сопротивления, скорости и турбулентных характеристик течения в твэльной сборке. На основе полученных данных, в частности, базируется эмпирическая корреляция для определения коэффициента гидравлического сопротивления дистанционирующих решеток, широко используемая в зарубежной практике.

Внедрение для исследования гидродинамики ТВС измерений с высоким временным разрешением: метод тонкопленочной анемометрии [19-42], лазерно-допплеровских измерителей скорости (ЛДИС [3, 43-57]), а в последние годы - цифровой трассерной визуализации [58-66], позволяет производить измерения в локальных областях потока, важных с точки зрения формирования местных возмущений течения, и наряду с осредненными параметрами течения получать компоненты пульсационной скорости течения теплоносителя, Рейнольдсовых напряжений, спектральных характеристик потока и т.д. Измерения в основном производились в масштабированных сборках стержней, т.е. при увеличении их диаметров и пропорциональному увеличению остальных элементов экспериментальных моделей, а также сборках с малым количеством имитаторов твэлов.

Производилось изучение параметров теплообмена в модельных ТВС и сбор данных для построения эмпирических корреляций, а также определения отличия таких потоков от канонических течений в гладкой трубе [67-69].

Наряду с исследованием параметров, которые могут быть в той или иной степени определены в канальном приближении, важным вопросом является межканальное взаимодействие и перемешивание. Данная проблема крайне важна в связи с вероятностью образования перегретых зон в областях с увеличенным энерговыделением. Это может привести к кризису теплообмена и аварийной ситуации, вплоть до разрушения твэлов. Исследованию подобных эффектов посвящены работы [11, 37, 70-72].

В последние годы исследования проводятся с помощью PГV. Для проведения исследований используются материалы экспериментальных моделей и рабочие жидкости, позволяющие избегать оптических искажений на границе модельный теплоноситель/твердое тело. Подобные исследования позволяют получать комплексную информацию о локальной гидродинамической структуре, включая данные об осредненных и пульсационных скоростях фаз, напряжениях Рейнольдса, спектральных характеристик, межканального переноса и других данных.

Одновременно с эволюцией проведения исследований в гладких пучках твэлов, проводились исследования влияния дистанционирующих элементов на характеристики потока. Ранние работы были посвящены исследованию КГС дистанционирующих решеток, но с развитием экспериментальных методов появилась возможность получения экспериментальной информации о турбулентных характеристиках потока, теплообмене и перемешивании потока решетками [59, 73-75]. Последние работы, в основном, посвящены влиянию турбулизирующих элементов - дефлекторов на параметры течения модельного теплоносителя и проводятся с помощью различных, в том числе оптических методов исследования [76-79]. Дистанционирующие решетки для позиционирования твэлов, оказывают существенное влияние на локальные гидродинамические характеристики, распределение температуры и теплообмен потока теплоносителя. Коэффициент гидравлического сопротивления ТВС может существенно зависеть от типа и конструкции ДР. Для оптимизации работы РУ важную роль играет проведение исследований локальных параметров течения: скорость теплоносителя в ячейках, напряжение трения на стенке при вариации диаметра имитаторов твэлов и шага между ними [80-84].

Список литературы диссертационного исследования доктор наук Лобанов Павел Дмитриевич, 2022 год

источника.

Фотографии газожидкостного потока в межтвэльном пространстве приведены на рисунке 46. Визуальные наблюдения показывают, что в потоке возможно движение как мелких пузырей газа, так и крупных газовых образований, перекрывающих поперечное сечение ячейки. Возникает вопрос о взаимодействии крупных пузырей, занимающих сечение ячейки с дистанционирующей решеткой.

Для исследования данного эффекта производился эксперимент. Газ вводился в поток на расстоянии 200 мм от дистанционирующей решетки выше по потоку. Измерения а производились на расстояниях: 60 мм до решетки, 20, 100 и 240 мм за решеткой. Результаты приведены на рисунке 47. Данные о длине вертикальной хорды газовых пузырей можно определить по времени взаимодействия газовой фазы с датчиком по формуле:

t = 1п/Уж (24),

где Ьп-длина хорды пузыря. При Яе = 40000 время взаимодействия с датчиком пузыря диаметром 6 мм, размер которого соизмерим с поперечным сечением канала, составит менее 2 мс. Большее время взаимодействия говорит о наличии в потоке крупной газовой полости. На гистограммах распределения размеров пузырей (см. рисунок 47 а) можно отметить наличие достаточно большого количества таких пузырей перед ДР. После прохождения двухфазным потоком ДР доля мелких пузырей в потоке значительно увеличивается, а крупных - снижается. Это говорит о дроблении крупных пузырей при их взаимодействии с ДР. При этом форма гистограммы слабо изменяется с увеличением расстояния до ДР. Таким образом подтверждается малая степень слияния пузырей за ДР. То же показывают данные о количестве пузырей за ДР (см. рисунок 47 б).

С помощью скоростной теневой видеосъемки проведено исследование характеристик течения двухфазного потока в межтвэльном пространстве. Схема проведения измерений показана на рисунке 48. Газ подавался в один из каналов, отмеченный на рисунке синим кругом. С одной стороны сборки был установлен источник света, а с другой - скоростная камера с частотой съемки до 2000 кадров в секунду. С помощью обработки полученных изображений на компьютере получены данные о скорости движения газовых фрагментов и режима течения двухфазного потока (см. рис 49 а.).

Обнаружен линейный рост скорости пузырей с увеличением скорости жидкости. Для сравнения приведены данные модели [270] для скорости движения пузырей в гексагональной сборке:

ип = ОДж + Ю (25),

Рисунок 46 - Фотографии пузырей в межтвэльном пространстве.

Рисунок 47 - Оценка результатов взаимодействия пузырей с ДР.

Рисунок 48 - Схема проведения измерений с помощью оптического метода.

Где V® - скорость всплытия пузырей в неподвижной жидкости в сборке. По данным [272] V®=0,24 м/с. Расчеты находятся в пределах неопределенности экспериментальных результатов. Это подтверждает корректность использования предложенной в [270, 272] модели для РУ ВВЭР.

Проведен анализ режимов течения двухфазного потока в ячейке (см. рис 49 б). В качестве характеристики газовой фазы выбрано локальное газосодержание в центре ячейки. Классификация режимов течения проведена в соответствии с [270]. Обнаружены пузырьковый, ячейковый снарядный, снарядный и переходные режимы течения. Как и было предположено ранее, переход к снарядному режиму происходит при а ~ 0,3. В этом режиме пузырь занимает несколько находящихся рядом ячеек и снижение газосодержания в канале вызвано переходом газа, находящегося в объеме крупных пузырей между каналами.

2.8 3.2 3.6 4 4.4 4.8 0 0.1 02 0.3

V,, м/с <а>

Рисунок 49 - Скорость движения газовых пузырей в потоке (а) и карта режимов течения при вводе в ячейку пузырей газа (б): 1 - пузырьковый; 2 - переходный; 3 - канальный снарядный; 4

- переходный; 5 - снарядный(несколько ячеек).

Проведено исследование теплообмена двухфазного потока. Эксперименты проведены при Яе=40000. Полученные в двухфазном потоке результаты были отнесены к характерным для однофазного потока на том же расстоянии от ДР (см. рисунок 50 а). Можно наблюдать интенсификацию теплообмена в ячейке, в которой движется газ. Механизмы интенсификации теплообмена в двухфазном потоке описаны в приведенных выше главах. Данные о распределении локального газосодержания для этого эксперимента приведены на рисунке 50 б. Можно отметить, что при значениях канального а около 0,3 наблюдается интенсификация теплообмена на величину порядка 6-8%.

Рисунок 50 - Теплообмен (а) и распределение локального газосодержания (б) при вводе газа в

модель ТВС из одиночного источника.

3.2.2 Параметры потока при распределенном вводе газа

Проведены исследования течения двухфазного потока при распределенном вводе газа. Схема экспериментов показана на рисунке 51. Газ вводился в поток через шесть изогнутых медных трубок (внутренний диаметр 1,2 мм, внешний 1,5 мм). Были использованы две группы трубок. Первая из них была смонтирована в шести ближайших ячейках вокруг центрального стержня. Эти трубки показаны на рисунке красными точками. Шесть трубок были установлены в периферийных относительно центрального стержня ячейках. Эти трубки показаны на рисунке в виде синих точек (см. рисунок 52). Схема экспериментальной модели приведена на рисунке 52. Модель состояла из 37 стержней 1. Общая длина пучка составляла 1,2 м. На входе в канал был установлен хонейкомб 2 для обеспечения равномерного потока. Пять ДР 3 были размещены на расстоянии 50, 250, 730, 950 и 1150 мм от нижнего конца пучка стержней. Высота решеток составляла 30 мм (ДР2).

Рисунок 51 - Схема распределенного ввода газа в поток.

Рисунок 52 - Конфигурация рабочего участка.

На рисунке 53 а показаны значения а для «центральной» подачи газа и Qг = 140, 230, 260 мл / с. Наблюдается распределение локального газосодержания с 6 «лепестками». Их позиции совпадают с расположением ячеек. Как и в случае с одиночным вводом газа, пики газосодержания не равны, и в «открытых» ячейках а выше, чем в «закрытых», максимальное значение а около 0,3.

При подаче газа в «периферийную» относительно центрального стержня область канала, значения а не превышают 0,12, что говорит о слабой миграции газа между ячейками, что и было отмечено выше (см. рисунок 53 б).

На рисунке 54 а показаны усредненные по окружности значения а при Qг = 140, 230, 260 мл / с. Как и в предыдущих экспериментах, наблюдается увеличение а сразу после ДР. На расстояниях от ДР более 100 мм локальное газосодержание выходит на постоянную величину. Аналогичные данные для периферийного ввода газа представлены на рисунке 54 б. Локальное газосодержание этом случае значительно ниже. Данные, полученные для центральной подачи газа и Qг = 140 мл / с, и периферийной подачи для Qг = 260 мл / с практически совпадают.

Зависимость осредненного коэффициента теплообмена от расстояния от ДР показана на рисунке 54 в. Данные для центрального ввода газа показаны красными символами, а для периферийного - голубыми. Для сравнения приведены данные для однофазного потока (ho). Обнаружена интенсификация теплообмена сразу за ДР. В этой области влияние пузырей на теплообмен практически отсутствует. При увеличении расстояния от ДР интенсивность теплообмена снижается. Наблюдается влияние пузырей газа на теплообмен. Наибольшее значение h измерено для центрального ввода газа и Qг = 260 мл / с. В этом режиме было обнаружено увеличение h на 5% по сравнению с однофазным потоком. Зависимости при центральном вводе газа для Qг = 140 мл / с и периферийной подаче газа для Qг = 260 мл / с практически одинаковы. Это объясняется одинаковым распределением а для этих режимов. Наименьшее значение коэффициента теплообмена в двухфазном потоке было при периферийной подаче газа и Qг = 140 мл / с.

180 180

Рисунок 53 - Распределение газа при «центральном» (а) и «периферийном» (б) способах ввода

газа в поток.

а) б) в)

Рисунок 54 - Распределение осредненных по окружности локального газосодержания при ближнем (а) и периферийном (б) способах ввода газа и коэффициента теплообмена за

дистанционирующей решеткой (в).

3.3 Выводы

В результате выполнения экспериментальных исследований локальных и интегральных гидродинамических параметров и теплообмена в гексагональных вертикальных сборках стержней - имитаторах тепловыделяющих сборок, при вариации диаметров и шага расположения стержней и конструкции дистанционирующих решеток, получены следующие данные:

- определены особенности распределения осредненного и пульсационного напряжения трения на стенке имитатора твэла и скорости в межканальных промежутках в ламинарном, переходном и турбулентном режимах течения;

- наличие в потоке дистанционирующей решетки приводит к увеличению гидравлического сопротивления, перестройке локальной гидродинамической структуры, возникновению асимметрии потока, интенсификации коэффициентов трения (до 60%) и теплообмена (до 25%), однако распространение значимых значений приведенных параметров ниже по потоку располагается в области, длина которой не превышает 5-8 диаметров имитатора твэла;

- за дистанционирующей решеткой происходит турбулизация потока, относительные пульсации напряжения трения на стенке достигают величины 0,2, относительные пульсации скорости жидкости в межтвэльном промежутке более 0,2, а в невозмущенном потоке указанные величины находятся в диапазонах 0,12-0,15 и 0,05-0,08 соответственно;

- в двухфазном потоке теплоносителя впервые изучены закономерности пространственного распределения и скорости движения дисперсных включений в модели ТВС АЭС 2006, показано дробление пузырей при их взаимодействии с дистанционирующими решетками, формирование пузырьковых «факелов»;

- за дистанционирующей решеткой наблюдается слабое влияние пузырей на теплообмен между нагреваемым имитатором твэла и потоком, что вызвано формированием вихревых структур, однако ниже по потоку может наблюдаться значимое увеличение теплообмена за счет перемешивания течения пузырями и перестроения локальной гидродинамической структуры.

Получена база детальных экспериментальных данных, которая может быть использована для настройки различных расчетных методов.

4 Гидродинамика и теплообмен двухфазных потоков в элементах

реакторных установок

Наряду с водо-водяными реакторами двухфазные течения могут возникать и в РУ с ТЖМТ. Одним из важных для исследования процессов является вероятное межконтурное взаимодействие потока ТЖМТ и водяного теплоносителя второго контура. Так, при разрыве трубки ПГ парожидкостная смесь под высоким давлением попадет в нисходящий поток свинцового теплоносителя. Эксперименты по моделированию разрыва трубки с газом, находящимся под высоким давлением (Ро>10 МПа) в нисходящем потоке прозрачной жидкости в пучке стержней между трубными решетками, указывают на возможность появления следующих характерных явлений (см. рисунок 55):

- формирование пузырькового потока в ТЖМТ;

- возникновение блокад течения ТЖМТ области разрыва, течение с частичным затенением потока;

- появление вблизи места разрыва крупного присоединенного пузыря, ухудшение гидравлики контура и теплообмена;

- осцилляции формы пузыря и давления;

- отрыв пузырькового потока за трубной доской;

- нисходящее пузырьковое течение.

Эти явления были рассмотрены в работе более подробно на основе моделирования течений газожидкостным потоком.

Рисунок 55 - Процессы, которые могут проистекать при аварии типа «межконтурная

неплотность» в ПГ РУ с ТЖМТ.

4.1 Структура нисходящих пузырьковых течений

4.1.1 Описание экспериментального стенда

Рабочий участок установки (рисунок 56) представлял собой вертикальную цилиндрическую трубу с внутренним диаметром Б=20 мм и был тщательно выставлен по вертикали. Он был собран из входного коллектора, генератора пузырей, участков для измерения напряжения трения на стенке, визуализации потока, изучения теплообменных характеристик и выходного коллектора. Для установления потока использовалась составная труба длиной 80 калибров (1600 мм), что обеспечивало условия стабилизированного течения на входе в измерительную область. В участке для измерения напряжения трения на стенке были вклеены и зашлифованы заподлицо со стенкой два электродиффузионных датчика [342, 356, 357].

Визуализационный блок представлял собой стеклянную трубу, помещенную в прямоугольный прозрачный корпус, заполненный для уменьшения оптических искажений иммерсионной жидкостью - дистиллированной водой. Теплообменный участок - труба из нержавеющей стали с толщиной стенки 0,2 мм и длиной 580 мм. Для нагрева поверхности участка производилась подача электрического тока с низковольтного трансформатора. Измерения температуры стенки производились с помощью 12 резистивных датчиков температуры М222, расположенных на расстоянии 1 см друг от друга по вертикали в центральной части участка. Для оценки нагрева жидкости при ее прохождении через рабочий участок, на его входе и выходе были установлены два дополнительных терморезистора. Участок был прокалиброван при нагреве однофазного потока при разных расходах жидкости (Яе=4000-15000). При обработке температурных данных учитывалась систематическая погрешность измерения, возникающая за счет различия температуры между внутренней и внешней стенками трубы. Полученные значения коэффициента теплообмена и числа № сравнивались с формулой Диттуса-Белтера:

Ыи = 0,021Ие0,8 Рг0,43 (26),

Где Яе и Рг - числа Нуссельта, Рейнольдса и Прандтля соответственно. Наибольшее отклонение от рассчитанных данных наблюдалось при Яе = 3000. При увеличении Яе отклонение снижалось и в среднем не превышало 3% [358]. Сопротивление трубы 0=0,0272 Ом было измерено с помощью мостовой схемы. Нагрев трубы производился с помощью электрического тока с силой 1=112,5 А. Мощность нагрева во время экспериментов составляла 345 Вт.

Расстояние между областями измерения трения и теплообмена по вертикали не превышало 600 мм. Расположение датчиков трения и теплообмена было смещено относительно друг друга на угол 180 градусов относительно оси трубы. Температура жидкости во время проведения экспериментов 25±0,2°С. Измерения расхода жидкости производились с помощью ротаметра, неопределенность измерений 2% от полной шкалы.

Расход газа устанавливался с помощью контроллера расхода газа Bronkhorst 5. Точность установления - 2% от измеряемой величины. Для изменения дисперсного состава газовой фазы использовался генератор пузырей из 24 капилляров. Диаметры капилляров 0,16 мм. Для ускорения потока в области отрыва пузырей, по оси трубы было установлено хорошо обтекаемое тело с внешним диаметром в области отрыва пузырей 14 мм. Оцененная неопределенность измерения составляла 7, 15, 10 и 4 %, для напряжения трения на стенке, его пульсаций, теплообмена и размеров пузырьков соответственно.

Рисунок 56 - Схема проведения измерений: 1 - входной участок; 2 - газожидкостный смеситель; 3 - труба; 4 - участок для измерения напряжения трения на стенке; 5 - блок с датчиками трения; 6 - визуализационный блок; 7 - нагреваемая труба; 8 - датчики температуры; 9 - теплоизоляция; 10 - выходной участок.

4.1.2 Распределение напряжения трения на стенке

Данные о распределении относительного напряжения трения на стенке т™/т0, где -значения, полученные в двухфазном потоке, а Т0 - экспериментальные данные о напряжении трения в однофазном потоке, приведены на рисунке 57. Измерения проводились при расходном газосодержании Р = 0-0,05 и Яе = 6000-10000. Для рисунка 57 а средний размер пузырей равнялся <ёп>=0,7 мм, для рисунка 57 б <ёп>=1,7 мм. Линией на рисунке обозначена зависимость Арманда [359]. В рамках исследованных режимных параметров отношение т^/т0 существенно зависит от размеров пузырей. При наличии в потоке пузырей малых размеров наблюдается снижение т^ по отношению к Т0. Данное снижение может достигать величин порядка 5-20%. Можно отметить, что увеличение Яе приводит к перемещению данного эффекта в область более высоких р. Ранее подобные результаты были зафиксированы восемью датчиками напряжения трения на стенке, расположенными равномерно по азимуту в одном измерительном сечении [225], при Б=15 мм Р=0,046, <ёп> = 0,44 и Яе = 7690. Однако, для остальных режимных параметров, рассмотренных в [225], напряжение трения на стенке либо превышало, либо равнялось Т0. При Б=42,2 мм [230, 231] измерения проводились при Р выше 0,02 и расходной скорости жидкости Уж выше 0,5 м/с (Яе>20000), что может быть причиной отсутствия эффекта снижения т^/т0 ниже единицы . При увеличении расхода газа регистрируется увеличение отношения т^/т0 выше единицы.

Для более крупных пузырей увеличение Р приводит к росту т^/т0. При этом т^ превышает и Т0 и результаты, полученные с помощью зависимости Арманда [359] даже при самых малых р. Снижение Яе приводит к увеличению степени влияния газа на отношение т^/т0. При Яе=6000 и Р=0,05 т^' превышает ю на величину порядка 80%. Подобное влияние средних размеров дисперсных включений на т^/т0 было получено ранее при Б=42,2 мм [230, 231].

На рисунках 58 а, б приведены данные о «степени турбулентности» в пристенной области т'/т, где т' - среднеквадратичное отклонение напряжения трения на стенке. Для однофазного потока регистрируемые значения составляют около 0,33-0,36. При добавлении газа происходит демпфирование турбулентности. Этот эффект более выражен при <ёп>=0,7 мм. Увеличение Р приводит к увеличению степени подавления турбулентности в пристенной области. При Р=0,05 минимальное значение т'/т достигает 0,125, 0,17 и 0,26 для Яе = 6000, 8000 и 10000 соответственно.

Для более крупных пузырей снижение степени пристенной турбулентности значительно меньше. Наблюдается лишь малое отклонение т'/т от значений, измеренных в однофазном потоке. Влияние Re также очень слабое. Приведенные данные о влиянии Re и <ёп> на турбулентную структуру потока соответствуют [225, 230, 231, 236, 238, 239], где, в частности отмечено хорошее соответствие значений относительных пульсаций напряжения трения на стенке и скорости жидкости в пристенной области. Профили скорости жидкости, ее пульсаций и локального газосодержания для некоторых из исследованных режимов приведены в [238, 239].

Рисунок 57 - Распределение напряжения трения на стенке при вариации скорости жидкости и расхода газа: а - <ёп> = 0,7 мм; б - <ёп> = 1,7 мм. 1, 2, 3 - Re = 6000, 8000, 10000.

0 0.01 0.02 0.03 0.04 р 0 0.01 0.02 0.03 0.04 р

а) б)

Рисунок 58 - Распределение относительных пульсаций напряжения трения на стенке при вариации скорости жидкости и расхода газа: а - <ёп> = 0,7 мм; б - <ёп> = 1,7 мм. 1, 2, 3 - Re =

6000, 8000, 10000.

4 -2 0 2 4 6 -4 -2 0 2 4 6 -4 -2 0 2 4 6

(tvv-t)/t' (T\v-t)/t' (Tw-t)/t'

а) б) в)

Рисунок 59 - Распределение пульсаций напряжения трения на стенке: а, б, в - Re = 6000, 8000,

10000.

Проведено сравнение с характеристиками поведения напряжения трения на стенке в однофазном потоке, представленными в работе [360]. В этой работе были рассмотрены результаты, полученные с помощью электродиффузионного метода, тонкопленочной анемометрии, а также DNS расчетов, полученных разными авторами. Плотность вероятности распределения пульсаций трения приведена на рисунке 59. В данном представлении форма кривой в однофазном потоке отличается от распределения Гаусса и зависимость несимметрична. Результаты экспериментов, показанные на рисунках в виде линий, находятся в хорошем соответствии с литературными данными, полученными с помощью различных методов. Измерения проводились при числах Рейнольдса потока 6000, 8000 и 10000, что близко к данным работы [360].

В двухфазном потоке форма кривой изменяется. При |3=0,01 это изменение незначительно, однако увеличение расходного газосодержания приводит к более равномерному распределению пульсаций, и кривая приближается к распределению Гаусса. Таким образом, наличие пузырей в потоке оказывает существенное влияние на распределение статистических характеристик напряжения трения на стенке. Наблюдается сильное отклонение от закономерностей течения однофазного потока, полученных в литературе и в данной работе.

Данные спектрального анализа сигнала датчика напряжения трения на стенке для однофазного потока и потоков с пузырями приведены в безразмерном виде f/S0, WS0/(iw)2 [361], где f - частота, S0=V*2/v, V*=(iw/p)1/2 - динамическая скорость, р - плотность жидкости, W -спектральная плотность на рисунке 60. Спектр сигнала, полученного в однофазном потоке,

находится в хорошем соответствии с результатами, представленными в [360], полученными с помощью различных методов.

Добавление пузырей приводит к изменению спектра сигнала. В области средних частот появляется область, соответствующая закону распределения 1/f (фликкер-шум), что, возможно, является характерным для течений с микропузырьками [360]. А в области высоких частот кривая подчиняется законам f-3, что было ранее показано для поведения характеристик пузырьковых потоков в литературе, а при больших газосодержаниях выполняется закон f-4.

(ШИП 0001 0.01 0 1 ITS,. I 0.0001 0.001 0.01 0 1 PS, 1 O.nooi 0.001 0.01 0 1 es, I

а) б) в)

Рисунок 60 - Спектры пульсаций напряжения трения на стенке: а, б, в - Яе = 6000, 8000, 10000.

4.1.3 Влияние размера пузырей на гидродинамику потока и теплообмен при

постоянных расходах жидкости и газа

Для проведения исследования влияния <ёп> на характеристики потока, капилляры, через которые производилась подача газа, были разделены на восемь групп по три в каждой. В ходе эксперимента, при постоянном расходе газа, производилось поочередное отключение групп капилляров, и их количество N снижалось с 24 до 3. Таким образом, изменялся расход газа через каждый из оставшихся капилляров. При большем расходе газа происходит рост вероятности коалесценции пузырей и средний размер пузырей увеличивается [362]. Средняя скорость жидкости во время проведении экспериментов была фиксирована Уж = 0,25 м/с (Яе = 5000). Во время проведения экспериментов подавался постоянный расход газа 0г=50 мл/мин (Р=0,01).

Фотографии пузырей, полученные с помощью описанного метода и гистограммы распределения диаметров пузырей, приведены на рисунке 61 . В верхней части изображений приведено соответствующее число открытых капилляров. Расход через единичный капилляр 0сар=0гт для N=3, 6, 9, 12, 15, 18, 21, 24 соответствует 16,7, 8,3, 5,6, 4,2 3,3, 2,8, 2,4, 2,1 мл/мин.

Зависимость диаметра пузырей в потоке <ёп> от Qcap приведена на рисунке 62. При Ооар<4 мл/мин реализуется режим отрыва пузырей, определяемый балансом сил на кромках капилляров. В этом режиме наблюдается слабая зависимость отрывного диаметра пузырей от расхода газа. Средний отрывной диаметр пузырей <ёп> составляет 0,45-0,5 мм. С увеличением Qcap увеличивается количество случаев коалесценции пузырей вблизи кромки капилляров. С увеличением Qcap до максимального значения, <ёп> возрастает до 1,8 мм.

Изменения гидродинамической структуры и теплообмена [363], происходящие при добавлении в поток жидкости газовых пузырей разных размеров, можно оценить по данным, приведенным на рисунках 63, 64.

Добавление малых пузырей практически не приводит к изменению т^ в сравнении с однофазным потоком (см. рисунок 63). При увеличении <ёп> наблюдается рост отношения т™/т0 и для наибольшего из рассмотренных размеров пузырей это отношение превышает 2. Поведение кривой, описывающей теплообмен качественно подобно. Однако, следует выделить основные отличия. При малых <ёп> наблюдается ухудшение теплообмена в сравнении с однофазным потоком. Данное наблюдение было проверено несколько раз. При прекращении подачи газа измеряемые значения коэффициента теплообмена соответствовали формуле Диттуса-Белтера. При возобновлении подачи газа регистрировалась более высокая разница температур жидкости на входе и нагреваемой стенки, что говорит об ухудшении теплообмена. При увеличении размеров пузырей наблюдается интенсификация теплообмена, однако отношение №/№0 достигает меньшего значения в сравнении с т™/т0, а именно ~1,5. Линиями на рисунке приведены данные расчёта, выполненные М.А. Пахомовым и В.И. Тереховым с помощью ЯЛКБ моделирования [364].

Механизм увеличения напряжения трения на стенке (и коэффициента теплообмена) в нисходящем пузырьковом потоке был описан ранее [230, 238]. При добавлении пузырей в поток происходит перестроение профиля скорости жидкости, что приводит к увеличению градиента скорости жидкости в пристенной области, а соответственно и т^ и №.

В качестве причины, приводящей к ухудшению теплообмена при малых <ёп> можно выделить значительное подавление турбулентных пульсаций в области вблизи стенки трубы (рисунок 64). Приведена зависимость относительных пульсаций напряжения трения на стенке т'/т от <ёп>. Результаты для разных размеров пузырей приведены в виде символов, пунктирной линией приведены данные, измеренные в однофазном потоке. При малых <ёп> значения т'/т

находятся около 0,06. Увеличение размеров газовых включений приводит к росту турбулентных пульсаций напряжения трения до значений, характерных для развитого турбулентного течения.

В ряде работ отмечено, что добавление в нисходящий поток жидкости газовой фазы может приводить к подавлению турбулентности при числах Рейнольдса по жидкой фазе, соответствующих развитому турбулентному течению [238, 239]. Указанное явление более выражено при уменьшении размеров пузырей, что соответствует результатам, полученным в данном исследовании.

Рисунок 61 - Распределение размеров пузырей при разном количестве открытых капилляров.

4 6 8 10 12 14 QKan, мл/с

Рисунок 62 - Карта размеров пузырей при вариации расхода газа через капилляр.

Фрагменты сигналов датчиков напряжения трения на стенке в однофазном потоке, и потоках с максимальными и минимальными размерами пузырей приведены на рисунке 65. Для двух расположенных близко датчиков. темным цветом обозначен сигнал датчика, расположенного выше по потоку, синим сигнал датчика, расположенного ниже по потоку. можно видеть, что наблюдается хорошая корреляция сигналов датчиков. По сравнению с однофазным течением сигнал температуры при больших dп имеет более высокий средний уровень. Частота пульсаций увеличена. При малых размерах пузырей средний уровень практически соответствует то, однако в сигнале не наблюдается низкочастотных пульсаций, сигнал датчика практически линеен.

Для однофазного потока спектр мощности имеет вид, близкий к классическому (рисунок 66 а). В области малых частот наблюдается слабая зависимость WSo/(тw)2 от частоты [365]. При повышении частоты наблюдается затухание с законом, близким к -5/3. В двухфазном пузырьковом потоке можно условно разделить спектр сигнала на три области (рисунок 66 б-е): 1 - область малых частот; 2 - область, подчиняющаяся закону -1; 3 - область спектра с затуханием, подчиняющимся закону -8/3 или -7/3. Подобные данные приведены для напряжения трения на стенке в пузырьковом восходящем потоке [366]. При исследовании каскада энергии турбулентности в восходящем и нисходящем течениях методом PГV в пристенной области также получены подобные данные [367]. Уменьшение ^п> приводит к переходу высокочастотной области спектра от зависимости -8/3 к -7/3. При этом диапазон частот, при которых зависимости подчиняются этим законам, уменьшается, а диапазон средних частот, где наблюдается зависимость -1, расширяется. При самых малых размерах пузырей практически весь спектр можно описать законом -1.

2.5 2

о

1 ,.5 I

0.5

0 0.5 1 1.5 2 с! , мм

п

Рисунок 63 - Экспериментальные и численные данные о распределении коэффициентов трения (1) и теплообмена (2) при постоянных расходах жидкости и газа и вариации размеров пузырей.

Рисунок 64 - Относительные пульсации напряжения трения на стенке при вариации размеров

пузырей в потоке.

т, Па 0.8

0.4

0

т, Па 0.8

0.4

0

-

-а) 1 1 • 1 |

0 0.4 0.8 1.2 1, с

"б) , I , I , I

0 0.4 0.8 1.2 1,с

"в) . I , I , I

т, Па 0.8

0.4

О

О

0.4

0.8

1.2

1,с

Рисунок 65 Временные зависимости напряжения трения на двух датчиках: а - однофазный

поток; б -<ёп> =1,2 мм; в - <ёп> = 0,48 мм.

г) д) е)

Рисунок 66 - Спектральные характеристики сигнала при разном размере пузырей: а - <ёп> = 1,8 мм; б - <ёп> = 1,2 мм; в - <ёп> = 1 мм; г - <ёп> = 0,75 мм; д - <ёп> = 0,54 мм; е - <ёп> = 0,48 мм.

Проведены исследования теплообмена от нагреваемой стенки к нисходящему пузырьковому потоку с помощью метода инфракрасной термографии при Яе = 5000. Результаты распределения температуры стенки при одинаковых расходах воды и газа приведены на рисунке 67. Крайняя левая картина соответствует тепловому полю для однофазного потока, уменьшение размеров пузырей производилось слева направо. Можно видеть, что уменьшение размеров пузырей приводит к изменению теплообмена от его интенсификации (меньшая температура стенки в сравнении с однофазным потоком), до подавления (увеличение температуры стенки).

а)

б)

в)

г)

д)

Рисунок 67 - Температура нагреваемой стенки при вариации размеров пузырей: а - однофазный поток; б - dп = 2.2 мм; в - dп = 1.2 мм; г - dп = 0.6 мм; д - dп = 0.4 мм.

а)

б)

Рисунок 68 - Распределение размеров пузырей с малым диаметром в потоке: а - фотография потока; б - гистограмма распределения размеров пузырей.

а)

б)

Рисунок 69 - Распределение крупных пузырей в потоке: а - фотография потока; б -гистограмма распределения размеров пузырей.

Проведены детальные исследования явлений интенсификации и подавления теплообмена пузырькового нисходящего потока. При проведении экспериментов варьировались расходы жидкости и газа. Число Рейнольдса в ходе экспериментов изменялось в диапазоне 5000-12000 с шагом 1000. Для выявления максимальных эффектов эксперименты проводились при минимальных и максимальных размерах пузырей, которые можно было получить. Минимальный размер ограничивался количеством капилляров, которые могли были быть установлены в поперечном сечении трубы без их перекрытия, т.к. перекрытия приводят к интенсификации коалесценции. Максимальный размер пузырей выбирался таким образом, чтобы при минимальном Яе и максимальном Р не происходил переход к снарядному режиму течения. Переход к снарядному режиму течения при наименьшем расходе жидкости и наиболее крупных пузырях являлся ограничением Р<0,05.

Размеры пузырей контролировались в каждом эксперименте. Типичные фотографии потоков и гистограммы размеров пузырей приведены на рисунках 68 - 69. В экспериментах средний размер малых пузырей находился в диапазоне 0,17-0,2 мм, средний диаметр крупных пузырей был около 2,5 мм.

Результаты измерений для потоков с разной дисперсностью газовых включений приведены на рисунках 70 а, б. При добавлении в поток крупных пузырей наблюдается интенсификация теплообмена, что особенно выражено для малых Яе. Можно видеть, что добавление достаточно малого количества газа в поток может приводить к интенсификации теплообмена примерно в два раза. Данные об интенсификации коэффициентов трения и теплообмена двухфазных потоков известны в литературе [230, 358, 368]. При относительно высоких Яе влияние газовых добавок практически не выражено.

При добавлении в поток пузырей малых размеров картина существенно отличается. Наблюдается существенное ухудшение теплообмена, причем при малых Яе величина минимального значения № примерно постоянна и составляет около 50-60% от коэффициента теплообмена в однофазном потоке. Для достижения режима подавления теплообмена необходимо увеличивать Р с увеличением Яе. Как и для потока с пузырями крупных размеров, при Яе выше 10000 добавление газа в поток на теплообмен практически не влияет.

С помощью Р1У были проведены исследования распределений скорости жидкости в нисходящем пузырьковом потоке. Использовалась система «Полис-РГУ». Рабочий участок - труба из органического стекла с внутренним диаметром 20 мм. Вокруг трубы был смонтирован прозрачный бокс из органического стекла, заполненный иммерсионной жидкостью для снижения оптических искажений.

Рисунок 70 - Относительный коэффициент теплообмена для потоков с мелкими (а) и крупными

(б) пузырями.

Для определения пузырей применялся метод планарной лазерно-индуцированной флуоресценции (PLIF) [369]. Были использованы флуоресцентные частицы из полиметилметакрилата, заполненного родамином В, производства Dantec Dynamics (гидрофобные, распределение по размерам 1-20 мкм, диапазон длин волн 550-700 нм). Пороговый оптический фильтр был использован для предотвращения бликов от поверхности пузырьков на конечных изображениях.

Двести пар изображений PIV были получены для разных тестовых случаев [370]. Число Рейнольдса поддерживалось равным 5000. Было выполнено три серии экспериментов в однофазном и двухфазном пузырьковом потоке (Re = 5000, Р = 0 и 0,01). Эксперименты в двухфазном потоке были выполнены с использованием двух групп размеров пузырьков.

Минимальный размер пузырей был ограничен тем, что при слишком малых пузырях поток представляет собой малопрозрачную взвесь. В однофазном потоке максимум скорости жидкости находится в центре потока, профиль скорости имеет параболический вид. При добавлении мелких пузырей в поток профиль скорости выравнивается по сечению трубы, что говорит о формировании «стержневого» течения [225]. Можно видеть, что пузыри равномерно распределены по сечению трубы, кроме достаточно тонкой области чистой жидкости вблизи ее стенки.

Баланс сил, действующих на пузыри в двухфазном потоке [229], приводит к тому, что пузыри собираются в центральной области трубы и ширина свободного слоя жидкости вблизи стенок увеличивается. Скопление пузырей в центральной области канала создает препятствия потоку жидкости, что ведет к ее перетечке в периферийную область и, соответственно,

увеличению скорости жидкости в пристенной области. Поэтому происходит переход профиля скорости жидкости от параболического к профилю с максимумами вблизи стенок трубы [233].

Для распознавания пузырей применялось преобразование Хафа (Hough transform) [371, 372]. С помощью автоматического порога производилась бинаризация исходного изображения двухфазного потока, полученного с помощью методов PIV/PLIF. Можно заметить, что пузыри на бинарном изображении принимают форму полукольца (см. рисунки 71 и 72). Это связанно с тем, что они перекрывают траекторию лазерного ножа, и за пузырями возникает тень.

Как можно видеть, происходит успешное распознавание образов пузырей, количество не учтенных и ошибочно определенных пузырей крайне мало. Для удаления частиц, находящихся на поверхности пузырей, необходимо вычесть из изображения области, радиус которых на 20-40% больше, чем радиус пузырей. Ранее было показано, что реальный размер сферического пузыря превышает диаметр пузыря, полученный с помощью комбинации методов PIV/PLIF в 1,44 раза [373]. Средний диаметр ^п> для «малых» и «крупных» пузырей составлял 1,2 и 2,1 мм соответственно (см. рисунок 73). Форма гистограмм не подобна нормальному распределению, что связано с коалесценцией пузырей и образованию пузырей с кратными объемами [362]. Неопределенность измерения размеров пузырей составляла порядка 5-10% в зависимости от их размеров.

х- г

Л" . -wi" V

J- - 3-. £ ■

я . - : с ,-

A*

о& 60О

8 00 & о Оо оо. оu 0 О

4° 0А °9

о°°<9 °°о° >! оо °о <Ь°о0

. <S> н о о

В)

а) б)

Рисунок 71 - Идентификация пузырей малых размеров в потоке: а - исходное изображение после вычитания осредненной интенсивности; б - бинарное изображение; в - изображение с

распознанными пузырями.

а) б) в)

Рисунок 72 - Идентификация крупных пузырей в потоке (обозначения, как на рисунке 71).

ПРВ

о-Ь- -----1

1 2 3 dn, мм 4

Рисунок 73 - Распределение пузырей по размерам: 1 - <dn> = 1,2 мм; 2-2,1 мм.

0.08

0.04

0.12

1 2

После нахождения пузырей производилась обработка пар изображений двухфазного потока с использованием программного комплекса ActualFlow (см. рисунок 70). Применялась процедура вычитания поля средней интенсивности, усредненного по всему диапазону выборки. Обработка изображений проводилась с помощью итерационного алгоритма взаимной корреляции. Перекрытие составило 75%, размер окна 64х64 пикселя. Использованы следующие процедуры валидации: валидация пика с порогом 1,2, адаптивный медианный фильтр 3x3 и валидация диапазона с учетом максимальной скорости на оси малой трубы, умноженной на коэффициент 1,2. Неопределенность измерений скорости жидкости составляла около 5%.

Проведено сопоставление экспериментальных данных с расчетами, выполненными в ИТ СО РАН [370]. Профили аксиальных осредненных (б), пульсационных (в) скоростей фаз и локального газосодержания по сечению трубы приведены на рисунке 75, где y - расстояние от стенки и R - радиус трубы. На рисунке 75 б приведены данные о распределении аксиальных осредненных скоростей фаз в потоках. Точки - экспериментальные данные, линии - результаты численных расчетов: линия 1 - скорость однофазной жидкости при прочих идентичных условиях, линии (2 и 3) - расчет для двухфазного потока, пунктир (3) - скорость воздушных пузырьков.

Пульсационные характеристики потока показаны на рисунке 75 в. Для однофазного потока значения u4U в пристенной области составляют примерно 0,3, а в центре трубы 0,05, что соответствует приведенным в литературе данным [225, 230, 231, 236]. В центральной области пузырькового потока с малыми пузырями наблюдается практически равномерное распределение. В этой области величина u4U ~ 0,11. Добавление в поток более крупных пузырей приводит к

большему возмущению течения в центральной области. Здесь величина интенсивности пульсаций скорости жидкой фазы u4U~ 0,15. Найденные в литературе параметры при близких расходных характеристиках жидкости и газа составляют пЧп = 0,1-0,2.

Наблюдается хорошее качественное и удовлетворительное количественное согласие между данными численного анализа и результатами экспериментов для двух различных размеров пузырьков как для осредненных, так и для пульсационных характеристик двухфазного течения [370].

а) б)

Рисунок 74 - Изображение потока (а) и мгновенное поле скорости (б) в нисходящем

пузырьковом потоке.

Рисунок 75 - Схема проведения измерений (а), распределение скорости жидкости (б) и пульсационных характеристик жидкой и газовой фазы (в) в нисходящем потоке при Яе = 5000, в = 1%. Точки - эксперимент, линии - расчет: сплошные линии несущая фаза, пунктирные -газовые пузыри. (а): 1 - однофазный поток; 2 - <йп> = 1,2 мм; 3 - 2,1 мм; 4, 5 - средние скорости малых (<ёп> = 1,2 мм) и крупных (<^> = 2,1 мм) пузырей. (б): 1 - однофазный поток; 2, 3 - пульсации жидкости при <йп> = 1,2 мм и 2,1 мм, 4, 5 - расчетные пульсации малых (<^п>

= 1,2 мм) и крупных (<^п> = 2,1 мм) пузырей.

4.2 Структура течения и теплообмен в трубе с внезапным расширением

4.2.1 Описание экспериментального стенда для исследования отрывного

пузырькового потока

Экспериментальный стенд представлял собой циркуляционный контур (см. рисунок 76). Для подачи жидкости из бака 1 в напорную линию 3 применялся центробежный насос 2. Расход жидкости задавался с помощью вентиля 4 и измерялся с помощью ультразвукового расходомера «Карат 32» 5.

Формирование пузырей осуществлялось с помощью подачи газа в поток жидкости через 12 капилляров длиной 50 мм (ёвн=0,7 мм), равномерно распределенных в сечении смесителя 6. Расход газа контролировался расходомером Brounckorst с диапазоном расходов до 1000 мл/мин 7. Погрешность измерения расходов жидкости и газа составляла ±2 % от измеряемой величины. Рабочий участок установки состоит из трубы малого (ёвн=15 мм) диаметра 8, соединенного с помощью втулки с трубой большего (ёвн=42 мм) диаметра 9. Высота ступеньки H = 13,5 мм. Эксперименты проводились при числах Рейнольдса, рассчитанных по высоте ступеньки ReH = 10200, 20700 и 31500. Для каждого Re проводились измерения при одинаковых расходах газа Ог = 1,7, 5, 10, 15 мл/с. Расстояние от генератора пузырей до области съемок около 70 калибров трубы, что позволяет считать двухфазное течение установившимся. Для уменьшения оптических искажений использован бокс, заполненный иммерсионной жидкостью 10. Съемка потока производилась с помощью скоростной камеры 11.

Рабочий участок 12 для измерения теплообмена между нагреваемой стенкой и потоком был изготовлен из нержавеющей стали с толщиной стенки 0,2 мм [371, 372]. Длина области обогрева 500 мм. Электрическое питание для нагрева рабочего участка подавалось с помощью лабораторного источника питания (ЛАТР), мощностью до 2 кВт. К источнику был подключен понижающий трансформатор, позволяющий подавать на рабочий участок переменный ток в пределах 300-350 А при напряжении 2-2,2 В. Измерение силы тока производилось с помощью измерительного трансформатора, напряжение на рабочем участке - с помощью прецизионного мультиметра с погрешностью измерения 0,02 В.

Температура стенки измерялась с помощью ИК камеры Fluke Ti32 (14). На внешнюю поверхность нагревательного участка была нанесена матовая черная краска. С противоположной стороны рабочего участка установлены 3 терморезистора Pt1000 на расстояниях x/H = 5, 17 и 30. Они были прижаты к поверхности трубы через слой термопасты. Вокруг терморезисторов была

установлена теплоизоляция для предотвращения взаимодействия с окружающей средой. Полученные с помощью разных методов результаты находятся в хорошем соответствии.

Эксперименты проводились следующим образом:

1) выставлялся необходимый расход жидкости;

2) производилась запись пяти термограмм при отсутствии нагрева;

3) при необходимости производилась добавка в поток газовой фазы и подавалось напряжение на рабочий участок;

4) по истечении времени, необходимого для установления потока, производилась запись 20 термограмм;

5) нагрев отключался и в течение двух минут производилась запись 5 термограмм.

7

16^

\7

13 14

Рисунок 76 - Схема рабочего участка и схемы проведения экспериментов.

Одновременно производилась запись температур на входе и выходе в рабочий участок. Затем цикл измерений повторялся. Учитывая осевую симметрию потока, при обработке термограмм производилось осреднение по вертикали области, соответствующей всей высоте рабочего участка и расстояния от оси симметрии ±20% от диаметра трубы после расширения. С использованием известного теплового потока на стенке, температур на входе и выходе рабочего участка и поля распределения температуры рабочего участка производились расчеты коэффициента теплообмена и числа Нуссельта. Число Нуссельта рассчитывалось по следующему соотношению для случая qCT = const:

Nu = НЧст/[Л(Тст2 - Г)] (27),

Здесь H - высота уступа, - плотность теплового потока на стенке трубы, X -коэффициент тепловодности жидкости и Тст2 и T - температуры стенки и жидкости на оси трубы во входном сечениях соответственно.

При проведении экспериментов производилось неоднократное измерение температуры стенки рабочего участка без нагрева (всего более 100 измерений). Температура жидкости в баке до и после измерительного участка была 25±0,1 °С, температура окружающей среды ~27,5 °С. При этом отклонение температуры стенки канала, определенное с помощью инфракрасной термографии находилось в пределах tCT = 25±0,15 °С. Для подтверждения этих данных были проведены измерения температуры стенки при разных температурах жидкости на входе (t = 25-30 °С). Отклонение температуры также не превышало ±0,15 °С. Таким образом, неопределенность измерения температуры стенки с помощью тепловизора составляла ±0,15 °С. Измеряемая разница температур потока и стенки жидкости в зависимости от режима течения и области исследования находилась в пределах 1,7-8 °С, что приводит к неопределенности определения разницы температур стенки от ±9% в области присоединения потока до ±2 % в остальных регионах.

4.2.2 Гидродинамика и теплообмен отрывного пузырькового потока

С помощью метода планарной лазерно-индуцированной флуоресценции было показано, что при формировании в трубе малого диаметра т.н. седлообразных профилей газосодержания они сохраняются и в трубе большего диаметра (см. рисунок 77).

Форма пузырей за внезапным расширением трубы значительно отличается от круга или эллипса (см. рисунок 78). Поэтому съемка для определения диаметров пузырей производилась до расширения трубы. Изображения получены с помощью теневой съемки потока. Этапы

обработки изображений приведены на рисунке 79. Производилась бинаризация исходного изображения и последующее распознавание пузырей с помощью алгоритма Хафа. Гистограммы распределения размеров пузырей приведены рисунке 80. В зависимости от расходов газа и жидкости средний диаметр пузырей находился в пределах 1,6-2,3 мм. Многие гистограммы имеют два пика, соответствующие двукратной разнице в объемах пузырей. Это говорит о коалесценции пузырей в процессе их генерации [374].

Проведены сравнения с расчетами ИТ СО РАН [371, 372]. Был использован ЯАКБ подход, учитывающий влияние пузырей на характеристики течения. Расчет турбулентности несущей фазы производился с применением уравнений переноса Рейнольдсовых напряжений.

Распределение локального параметра интенсификации теплообмена (Ки/Ки0макс), где Киомакс - максимальное значение, зафиксированное в однофазном потоке, приведено на рисунке 81 . Точками показаны экспериментальные данные пунктирные и непрерывные линии -результаты расчетов для одно- и двухфазного потока соответственно.

Обнаружено значительное увеличение интенсивности теплообмена, достигающее почти 3-х раз в области релаксации потока, для случая Яен = 10200 и величине объемного расходного газосодержания в = 10,1% (см. рисунок 81 а). Ранее обнаружено значительное возрастание напряжения трения на стенке в двухфазном потоке даже при крайне малых газосодержаниях [368, 375, 376]. С ростом числа Рейнольдса до 20700 в двухфазном пузырьковом течении наблюдается увеличение интенсивности теплопереноса (см. рисунок 81 б). При увеличении числа Рейнольдса характерным является снижение величины интенсификации теплообмена в области релаксации течения и при Яен = 31500 и в = 3,5% (см. рисунок 81 в) наблюдается незначительное возрастание интенсивности теплообмена (менее 10%) в сравнении с однофазным течением при прочих идентичных параметрах. В области рециркуляции потока и в начальном регионе релаксации характерным является слабое влияние газовых пузырьков на теплообмен (до расстояния х/Н = 10-15) и интенсивность теплообмена практически совпадает с теплообменом однофазного потока. Следовательно, относительно крупные пузыри при больших значениях числа Рейнольдса не проникают в область отрывного течения и в основном проходят через ядро течения и сдвиговый слой смешения. Подобные особенности в распределении теплообмена были экспериментально получены для газокапельных отрывных течений за обратным уступом и численно после внезапного расширения трубы [377]. В работе [378] было показано, что мелкие пузырьки (с1„ < 1,5 мм) вызывают интенсификацию теплообмена по всей длине зоны рециркуляции, тогда как более крупные - в основном в зоне релаксации течения.

Расположение максимума теплоотдачи находилось в области х/Н=7-10. Положение области максимального теплообмена примерно совпадает с точкой присоединения потока. Ранее подобные распределения коэффициента теплообмена были получены в однофазном воздушном [379, 380] и двухфазном газокапельном [381] потоках.

С помощью метода Р1У показано, что причиной интенсификации теплообмена в области восстановления потока является более высокий градиент скорости жидкости в пристенной области двухфазного потока в сравнении с однофазным (см. рисунок 82). В отрывной области потока профили скорости жидкости для однофазного и двухфазного течений практически одинаковы. Полученные результаты находятся в хорошем соответствии с расчетами, выполненными в ИТ СО РАН [371, 372].

б)

Рисунок 77 - Распределение локального газосодержания за внезапным расширением трубы

Яеы = 10200: а - Ог = 1 мл/с; б - Ог = 3 мл/с.

Рисунок 78 - Фотографии потока за внезапным расширением трубы Яеы = 20700: а - Ог = 1,7 мл/с; б - Ог = 5 мл/с; в - Ог = 10 мл/с; г - Ог = 15 мл/с.

° Г О

о

О 0о°° ^ о

о, О -°оро О

4 о

О - о

О ЪЬ о

_ О, о ЛО. О

V ,

'8 о0 о^ 0(Р°ОСР8 <?

а) б) в)

Рисунок 79 - Определение размеров пузырей: а - исходное изображение; б - бинарное изображение; в - исходное изображение с распознанними пузырями.

0.08

О

0,. = 1,7 мл/с 1 0Г = 5 мл/с - (?г= 10 мл/с - 1 0Г = 15 мл/с

1 •к.

О 2 4 2 4 2 4 2 с1п, мм

Рисунок 80 - Распределение размеров пузырей в потоке: а - Яе = 10200; б - Яе = 20700;

в - Яе = 31500.

Рисунок 81 - Относительный коэффициент теплообмена за внезапным расширением трубы: а

Яе = 10200; б - Яе = 20700; в - Яе = 30150.

Рисунок 82 - Распределение скорости жидкости и пузырей газа за внезапным расширением трубы при Z/H = 4 (а), 8 (б), 12 (в), 16 (г): 1 - u при ß = 0 (эксперимент); 2 - u при ß = 0,035 (эксперимент); 3 - u при ß = 0 (расчет); 4 - u при ß = 0,035 (расчет); 5 - ип при ß = 0,035

(расчет).

4.3 Гидродинамика потока в кольцевом канале с частичным

перекрытием сечения

4.3.1 Описание экспериментального стенда для исследования потока с

блокадой

Одним из основных геометрических параметров, оказывающих влияние на теплогидравлику ТВС, является степень затенения потока дистанционирующими элементами. Большинство моделей, описывающих гидродинамику и теплообмен в ТВС основаны на использовании этого параметра. Дистанционирующие решетки имеют сложную геометрическую форму. Для предсказания их влияния на поток требуется верификация на более простых течениях.

В работе [263] выполнено исследование гидродинамики одно- и двухфазного течения в трубе с частично перекрытым сечением. Получены данные о скоростях движения фаз и распределении локального газосодержания. На основе полученных данных проведена верификация моделей вычислительной гидродинамики. Таким образом, исследование гидродинамической структуры пространственно сложных отрывных потоков является актуальной задачей с точки зрения создания эталонных баз данных.

Кольцевой канал является простейшей физической моделью течения в системе стержней (ТВС) [382, 383]. Объектом исследования было течение в осесимметричном кольцевом канале при создании возмущений, которые провоцируют значительные изменения структуры течения, в частности, турбулентных характеристик, локального теплообмена. Возмущение потока в кольцевом канале было создано путем частичного перекрытия поперечного сечения. Такая геометрия позволяет получить поток со строго выраженной крупномасштабной трехмерной структурой, что вызвано перестроением линий тока жидкости при обтекании преграды.

Рабочим участком являлась вертикальная труба из оргстекла с внутренним диаметром Онар= 42 мм и длиной 3600 мм. По оси трубы установлена внутренняя металлическая труба с наружным диаметром Dвн= 20 мм. Гидравлический диаметр кольцевого канала D^ 22 мм. В рабочем участке реализуется восходящее течение жидкости. В кольцевом канале установлена преграда - пластина высотой 2 мм, перекрывающая четверть поперечного сечения кольцевого канала (см. рисунок 83 а). Преграда находится на расстоянии L= 2700 мм от входа в рабочий участок. Для центрирования трубы в канале выше преграды по потоку располагались центрирующие решетки [384].

Эксперименты проводились при расходной скорости жидкости 0,45 м/с, число Рейнольдса, рассчитанное по эквивалентному диаметру канала, равно 11000. Внутренняя труба закреплялась на координатном устройстве, при помощи которого производилось ее перемещение вдоль вертикальной оси канала и вращение. В результате можно было менять положение датчиков измерения трения относительно преграды (Ъ), что позволяло проводить исследование поля течения как по продольной, так и по азимутальной координатам.

Дополнительно выполнены исследования с помощью оптических методов (Р1У, ЛДИС). На поверхность внешней трубы был закреплен бокс, заполненный иммерсионной жидкостью для снижения оптических искажений. В этой серии экспериментов преграда была закреплена на центральном стержне кольцевого канала и могла перемещаться по вертикальной и азимутальной координатам при перемещении центральной трубки. Это позволяло производить измерения скорости при постоянной позиции и настройке измерительных приборов. Были использованы разработанные в ИТ СО РАН системы «Полис-РГУ» и «ЛАД-0х».

4.3.2 Локальная гидродинамика потока с блокадой

Получены азимутальные распределения напряжения трения и его пульсаций (см. рисунок 83). В непосредственной близости от перегородки наблюдается сложная структура сигнала датчиков трения, содержащая выраженный минимум в затененной области сечения канала и два максимума, расположенных по краям этой зоны (см. рисунок 83 б). При увеличении Ъ наблюдается выравнивание сигнала датчика, однако слабое влияние перегородки заметно на расстоянии свыше 600 мм. Распределение турбулентных пульсаций напряжения трения на стенке трубы непосредственно за преградой характеризуется резким возрастанием в затененной области и небольшим снижением в свободном сечении канала (см. рисунок 83 в). При Ъ более 400 мм от преграды измеренные значения интенсивности турбулентных пульсаций потока соответствуют таковым при турбулентном течении невозмущенной жидкости.

Поля скорости жидкости за преградой приведены на рисунке 84. Наблюдается качественное соответствие результатов, полученных в предыдущей главе, посвященной исследованию структуры отрывного потока и данных, полученных в более сложной геометрии. Непосредственно за преградой находится отрывная область течения. Об этом говорят отрицательные значения скорости жидкости. По краям от преграды наблюдается существенное повышение скорости потока в сравнении с невозмущенным течением. Наблюдается хорошее соответствие данных, полученных с помощью разных РГУ и ЛДА (см. рисунок 85). Отклонение не превышает 5%.

Рисунок 83 - Схема проведения эксперимента (а), поля напряжения трения на стенке (б) и его относительных пульсаций (в) в кольцевом канале с частичным затенением сечения.

Рисунок 84 - Поля распределения скорости жидкости.

Были получены базы экспериментальных данных, содержащих информацию о полях осредненного и пульсационного напряжения трения на стенке и распределения скорости жидкости в трехмерном течении за преградой. Полученные данные были использованы в качестве эталонных для проведения слепого тестирования в ИБРАЭ РАН (код CONV-3D) и Аргонской Национальной Лаборатории, США (NEK 5000). Исследования были проведены в

рамках Российско-Американского сотрудничества в области гражданской ядерной энергетики [299], разработчиками кодов было получено хорошее соответствие с экспериментальными данными, полученными в рамках данного исследования.

При взаимодействии двухфазного потока (Р = 0,1) с преградой непосредственно за областью блокировки обнаружено повышение газосодержания (см. рисунок 86 а) и его неравномерное распределение в сечении канала. Ниже преграды по потоку наблюдается перестроение структуры двухфазного течения и переход от параболических профилей газосодержания (см. рисунок 86 а) к седлообразным (см. рисунок 86 б). Изучение подобных эффектов важно для верификации кодов MCFD.

Рисунок 85 - Распределение скорости жидкости за преградой: точки - ЛДИС, линии - РТУ.

а)

б)

Рисунок 86 - Распределение локального газосодержания в кольцевом канале с преградой:

а - Ъ = 100 мм; б - Ъ = 300 мм.

4.4 Исследование процессов при инжекции дисперсной фазы в тяжелый

жидкометаллический теплоноситель

4.4.1 Описание экспериментальных стендов

В рабочем участке с внутренним диаметром 68 мм производилось исследование процессов формирования пузырей и скорости их движения в расплаве ТЖМТ с помощью резистивного метода (см. рисунок 87). Стенд оснащен системами подвода газа, измерений частоты генерации пузырей и сдвоенного игольчатого датчика электропроводности. Для поддержания температуры рабочего участка он был помещен в теплоизолированный корпус размерами 1000x400x400 мм. Постоянная температура в корпусе обеспечивалась за счет нагнетания горячего воздуха. Рабочий газ - аргон, исследуемый ТЖМТ - сплав Розе следующего состава: висмут 50 %; свинец 25 %, олово 25 %. Температура плавления данного сплава 367 К (94 °С). Температура газа на входе в рабочий участок - 25°С, температура расплава - 135°С.

Для измерения температуры расплава и ключевых элементов установки использовались термопары (тип К). Всего использовалось десять каналов измерения температуры.

При начале экспериментов производился разогрев элементов установки до температуры 135оС. В печи, расположенной выше уровня верхнего торца рабочего участка, производился разогрев необходимого количества расплава выше температуры плавления. При достижении требуемой температуры открывался запорный вентиль, и расплав самотеком заливался в рабочий участок до требуемого уровня. Экспериментальное исследование проводилось при высоте столба жидкости H=600 мм. После заполнения рабочего участка и выдержки по времени около 5 минут, необходимой для стабилизации теплофизических параметров, начинались эксперименты. Газ с помощью контроллера расхода производства Bronkhorst подавался в трубку внешним диаметром 4 мм и внутренним диаметром 3 мм. Расход газа варьировался в пределах от 10 до 1000 мл/мин.

Экспериментальная модель для визуализации движения пузырей в расплаве ТЖМТ представляла собой вертикальную колбу из кварцевого стекла (см. рисунок 88). Внешний диаметр колбы 40 мм, толщина стенок 4,5 мм. Длина рабочего участка 300 мм. По центру колбы помещался нагреваемый элемент диаметром 10 мм, внешняя стенка которого была выполнена из нержавеющей стали. Для позиционирования стержня были использованы трехлепестковые дистанционирующие решетки. Высота решеток 10 мм, толщина материала 0,3 мм. К нагревательному элементу была присоединена трубка с внутренним диаметром 3 мм и внешним диаметром 5 мм. Нагрев центрального стержня производился за счет регулируемого

лабораторного источника напряжения ЛАТР 2000. Для проведения экспериментов устанавливалось достаточное напряжение для компенсации теплообмена с внешней средой и поддержания температуры ТЖМТ на необходимом уровне.

Для предотвращения тепловой стратификации производилось перемешивание ТЖМТ за счет прокачки через него небольшого количества аргона. Отличия в показаниях температуры на разных высотах столба жидкости не наблюдалось.

Аргон с температурой 20 оС прокачивался через трубку. Жидкости (спирт, вода) подавались с помощью предварительно проградуированного перистальтического насоса. Колба заполнялась тяжелым жидкометаллическим теплоносителем (свинец и эвтектический сплав свинец-висмут). При прохождении жидкости через трубку и объем теплоносителя происходило ее закипание и формирование паровых пузырей. Подходящие близко к стенке пузыри хорошо различимы за счет особенностей смачивания расплавом металла кварцевого стекла. Также можно производить визуализацию всплытия пузырей на свободную поверхность ТЖМТ. В процессе эксперимента производилась непрерывная регистрация температуры расплава с помощью термопары. Использовалась термопара хромель-алюмель (тип К). Термопара была подключена к измерителю-регулятору температуры ОВЕН ТРМ-138. Система измерения температуры была предварительно проградуирована.

Изучение теплообмена между ТЖМТ и дисперсной газовой фазой производилось в специально созданном экспериментальном стенде. Для термической изоляции рабочего участка (см. рисунок 89) была применена вакуумная изоляция. Рабочий участок - тонкостенная трубка с толщиной стенки 1 мм и внутренним диаметром 48 мм помещался внутри трубы из нержавеющей стали с толщиной стенки 2 мм и внешним диаметром 82 мм. К обеим трубам было приварено дно толщиной 2 мм. В верхней части герметизация выполнялась за счет уплотнительной резины, зажатой между фланцами. Производился нагрев внешней стенки рабочего участка. Вокруг трубы был намотан ленточный нагреватель длиной 10 м и номинальной мощностью 2 кВт (см. рисунок 89). Вокруг нагревателя была организована теплоизоляция с помощью асбестового шнура диаметром 10 мм, намотанного в два слоя. Сверху теплоизоляция выполнялась за счет высокотемпературного теплоизолирующего материала, используемого для утепления двигателей автомобилей (муллитокремнеземная вата, кремнеземная ткань, стекловолокнистые нити). Управление мощностью нагрева осуществлялось за счет лабораторного источника питания ЛАТР 2000.

Во время проведения экспериментов производилась непрерывная откачка газа из зазора между трубами с помощью форвакуумного насоса (разрежение до 10-4 атмосфер). Измерение

расхода аргона производилось с помощью расходомерной диафрагмы. Расход газа во время проведения экспериментов был 120, 180, 206, 240 мл/с. Предварительно была проведена калибровка газовой линии с помощью барабанного расходомера и поиск течей в подводящем тракте газовой системы.

После заливки в рабочий участок расплава свинца мощность нагрева подбиралась таким образом, чтобы в расплаве установилась постоянная температура 420°С. В экспериментах мощность нагрева была 700 Вт. Для измерения температуры использовалась термопара (тип К). Спай термопары находился в трубке из нержавеющей стали с внутренним и внешним диаметрами 2 и 4 мм.

Рисунок 87 - Схема установки для исследования генерации и движения пузырей в расплаве

ТЖМТ.

а)

б)

Рисунок 88 - Рабочий участок для визуализации течения при попадании воды и водяного пара в ТЖМТ: а - схема рабочего участка; б - фотография рабочего участка.

Рисунок 89 - Фотография экспериментального стенда для исследования процессов захолаживания расплава ТЖМТ при взаимодействии с инертным газом (рабочий участок с

вакуумной теплоизоляцией).

4.4.2 Описание методов и неопределенности измерений

В ходе экспериментов по исследованию взаимодействия газовой фазы с расплавом теплоносителя проведены измерения:

- частоты генерации газовых пузырей при их отрыве от отверстия истечения;

- локального газосодержания;

- размера пузырей;

- скорости пузырей в объеме жидкости;

- температуры расплава.

Нижний торец датчика электропроводности располагался по оси канала диаметром 68 мм на расстоянии 500 мм от его дна. Датчик представлял собой две проволоки диаметром 0,125 мм, облаченные в тефлоновую изоляцию. Торцы датчиков были заточены для упрощения

накалывания пузырей. Расстояние по вертикали между торцами датчиков составляло 2,2 мм. Зная промежуток времени между взаимодействием пузырей с электродами и данное расстояние можно определить скорость движения пузырей. По времени между прохождением верхней кромки пузыря (размыкание электрической цепи) и нижней кромки пузыря (замыкание электрической цепи) определялись локальное газосодержание и размер пузырей.

Одновременно производилась регистрации частоты образования пузырей. Положительный электрод источника питания был подключен к тонкому датчику, находящемуся непосредственно в трубке, через которую подавался газ (см. рисунок 90). При образовании пузыря возникает шейка пузыря, соединяющая пузырь с кромкой отверстия истечения. При увеличении пузырька сила плавучести превышает силу поверхностного натяжения, происходит отрыв пузыря и шейка пузыря разрушается. Образующийся пузырек всплывает вверх, а связанный с остатком шейки пузыря газ возвращается в отверстие истечения, после чего начинается формирование следующего пузыря.

Неопределённость измерения частоты формирования пузырей определяется частотной характеристикой измерительной системы, возможностью не учета мелких пузырей и крупных пузырей при большом расходе газа. В исследованных режимах неопределенность измерения отрывной частоты составляет не более ±5%

Неопределенность измерения локального газосодержания с помощью игольчатого датчика была исследована в ряде работ. В частности, в работе [385] показано, что она находится в пределах 5-10% для оптического датчика и порядка 7-15% для датчика электропроводности. Таким образом, можно считать, что неопределенность измерения локального газосодержания не превышает 15%.

Неопределенность определения размера пузырей по линии следования вдоль движения по оси измерительного датчика определяется несколькими факторами:

- при взаимодействии межфазной границы с измерительным датчиком может происходить втягивание границы в полость пузыря, что приводит к ошибочной оценке его длины, что частично компенсируется за счет подобного процесса на нижней кромке пузыря;

- пузырь накалывается не по оси, и производится измерение его хорды;

- возможно касание пузырем датчика.

В целом погрешность измерения хорды пузыря приблизительно соответствует погрешности измерения локального газосодержания и не превышает 20%. Неопределенность измерения скорости пузырей с помощью сдвоенного датчика проводимости не превышает 15%.

Поскольку температура жидкости в потоке измерялась термопарой, работающей в дифференциальном режиме, погрешность смещения нулевого показания исключалась. Общая неопределенность измерения определялась чувствительностью регистрирующей аппаратуры и составляла в стационарных условиях ± 0,5°С.

Рассмотрим отрыв пузыря от отверстия при расходе газа 50 мл/с (см. рисунок 91). Формирование пузыря начинается сразу после отрыва предыдущего пузыря. На кромке отверстия истечения формируется полусферический зародыш пузыря. С течением времени газ поступает в пузырь и его объем увеличивается. При достижении пузырем достаточного объема, при котором сила плавучести превысит силу поверхностного натяжения, начинается процесс отрыва пузыря. Газ продолжает поступать в полость пузырька, увеличивая его объем через тонкую шейку. Затем происходит отрыв пузыря и шейка разрушается.

Необходимо отметить, что финальная стадия отрыва пузырька происходит не от поверхности отверстия истечения, а от измерительного электрода. Были проведены исследования в объеме воды и показано, что наличие тонкого капилляра не оказывает существенного влияния на процесс формирования газовых пузырей в выбранном в данной работе диапазоне расходов газа. При других расходах газа можно рекомендовать нанесение проводящего покрытия непосредственно на стенки капилляра истечения.

При большем расходе газа в начальной стадии формирования пузырька на поверхности отверстия истечения формируется полусферический зародыш пузыря, который увеличивается с течением времени (см. рисунок 92). Как и в предыдущем случае, при разрушении шейки пузыря наблюдается обнажение электрода и происходит замыкание электрической цепи. При формировании пузырей в этом режиме также наблюдается существенная деформация пузыря после отрыва.

При расходе газа 800 мл/мин отрыв пузыря происходит похожим образом, однако в объеме жидкости наблюдается взаимодействие нового пузыря с предыдущим пузырем (см. рисунок 93). До возможного слияния пузыри имеют форму, похожую на гриб. Подобный режим генерации пузырей ранее был описан в литературе.

Возможно использование схемы измерения отрывной частоты пузырей (см. рисунок 94), однако требуется тонкая настройка положения покрытого изоляцией капилляра относительно диэлектрической вставки.

Рисунок 90 - Измерение генерации пузырей с помощью датчика, вмонтированного в трубку.

1111111111

Рисунок 91 - Пример формирования пузыря вблизи кромки капилляра 0г=50 мл/мин.

1

ПППНш

О

II

0

1

Рисунок 92 - Пример формирования пузыря вблизи кромки капилляра Qг=300 мл/мин.

Рисунок 93 - Пример формирования пузыря вблизи кромки капилляра Qг=800 мл/мин.

Рисунок 94 - Измерение генерации пузырей с помощью капилляра - датчика: 1 - капилляр; 2 дно рабочего участка; 3 - диэлектрическая вставка; 4 - пузырек.

4.4.3 Результаты экспериментов

Результаты измерений отрывной частоты пузырей в ТЖМТ приведены на рисунках 95-97. На рисунке 95 приведены значения напряжения в измерительной ячейке. При значении ид = 0 пузырь закрывает измерительный электрод, и электрическая цепь разомкнута. При отрыве пузыря цепь является замкнутой и напряжение скачкообразно возрастает. С увеличением Qг наблюдается уменьшение времен, соответствующих замкнутой и разомкнутой цепи. Это связано с увеличением частоты генерации пузырей при увеличении Qг и более длительным временем заполнения полости пузыря при малых Qг. Такая же тенденция отмечена при визуализации отрыва пузырей в воде.

Графики частотной характеристики полученных сигналов приведены на рисунке 96. При малых Qг заметен ярко выделенный пик частоты, который соответствует отрывной частоте пузырей. При увеличении Qг происходит размытие частоты, поэтому размеры пузырей в таких режимах определялись с помощью метода градиентов. По отрывной частоте можно произвести оценку отрывного диаметра пузырей (см. рисунок 97). Приведены осредненные данные для трех экспериментов, выполненных при одинаковых параметрах установки в разные дни. Отклонение не превышало ±5%. Для сравнения на рисунке приведены данные, рассчитанные по модели, предложенной в [386]. С помощью предложенной модели получено удовлетворительное описание результатов экспериментов. Средняя скорость всплытия пузырей в расплаве была около 0,35 м/с.

Рисунок 95 - Сигналы датчика определения частоты отрыва пузырей: а - Qг = 50 мл/мин; б - Qг = 150 мл/мин; в - Qг = 300 мл/мин; г - Qг = 500 мл/мин; д - Qг = 800 мл/мин.

Рисунок 96 - Амплитудно-частотная характеристика датчика: а - = 50 мл/мин; б - = 150 мл/мин; в - Qг = 300 мл/мин; г - Qг = 500 мл/мин; д - Qг = 800 мл/мин.

10й

ю-1

о >

10"

О эксперимент -расчет

о о оосРг

10"

10

Q , мл/с

10'

Рисунок 97 - Отрывной объем пузыря в зависимости от расхода газа.

4.4.4 Эксперименты с визуализацией движения пузырей в тяжелом

жидкометаллическом теплоносителе

Проведено исследование взаимодействия паров этилового спирта с эвтектическим сплавом свинец-висмут. Эксперименты проведены на установке (см. рисунок 88). После заливки сплава в рабочий участок выставлялась необходимая мощность для поддержания температуры 225 оС. Масса сплава в данной серии экспериментов 1380 г. Мощность нагревателя при этом составляла 74 Вт. После установления равновесной температуры задавался расход спирта 0,115 мл/с и начиналась видеосъемка процесса. При прохождении пузырей вблизи стенок канала их можно четко визуализировать и определять скорость их движения. Примеры последовательности

кадров при движении малого, среднего и относительно крупного пузырей показана на рисунках 98 а-в. Задержка между кадрами составляла 1/60 с. Наблюдаемые пузыри являются сильно деформированными, их размеры отличаются. Наблюдалось практически линейное падение температуры расплава.

При исследовании взаимодействия воды и водяного пара с жидким свинцом также появлялась возможность производить визуализацию процесса движения пузырей. После заливки свинца в рабочий участок выставлялась необходимая мощность для поддержания температуры 385 оС. Масса свинца в эксперименте 1300 г. Мощность нагревателя, необходимая для поддержания температуры составляла 190 Вт. С помощью перистальтического насоса задавался необходимый расход воды и стартовала видеосъемка. При контакте воды со свинцом происходит взрывное парообразование, сопровождающееся выбросом крупных фрагментов жидкого свинца за пределы рабочего участка. Последовательность кадров при взрывообразном вскипании в объеме свинца приведена на рисунке 99. Начальная и конечная масса во время эксперимента различается. По остаточному уровню свинца установлено, что потери не превысили 10-15% от начальной массы.

При парообразовании, происходившем при вводе жидкости в ТЖМТ, размеры пузырей трудно контролировать. Для изучения характеристик движения пузырей в жидком металле производилось исследование движения пузырей аргона в эвтектическом сплаве свинец-висмут. Плотность распределения вероятности (ПРВ) для скорости всплытия пузырей показана на рисунке 100. Полученные данные приведены для пузырей, подходящих к стенке. При этом большая часть пузырей невидима и пузыри могут двигаться в цепочках, что может приводить к существенному увеличению их скорости. Видимые размеры пузырей находились в пределах 4 до 12 мм по максимальной координате. Средняя скорость движения пузырей около 0,4 м/с. Указанный результат соответствует недавно полученным в литературе данным [159, 160], и результатам данной работы, полученным с помощью датчика сопротивления.

В рабочем участке диаметром 48 мм проведено исследование темпа захолаживания ТЖМТ при прокачке инертного газа. В качестве рабочей жидкости использовался расплав свинца марки ОС2. Высота уровня расплава - 400 мм. Температура расплава в рабочем участке 410 - 420 С, аргон подавался в участок при комнатной температуре. Расход газа во время проведения экспериментов был 120, 180, 206, 240 мл/мин.

Полученные данные были использованы для верификации системного теплогидравлического кода НУОКЛ/ГВКЛЕ/ЬМ [387-389]. Результаты для темпа захолаживания и локального газосодержания приведены на рисунках 101 а,б. Локальное газосодержание было

определено с помощью резистивного датчика сопротивления. Он был расположен на расстоянии 330 мм от дна. Дополнительно были проведены исследования уровня поверхности расплава с помощью поплавкового датчика. Оцененное с помощью этих методов газосодержание совпадает с точностью около 5%. Получено хорошее совпадение между экспериментальными и расчетными данными. Сходимость данных увеличивается с увеличением Qг.

Рисунок 98 - Последовательность кадров при движении малого (а), среднего (б) и крупного (в)

паровых пузырей в ТЖМТ.

Рисунок 99 - Последовательность кадров при вскипании пароводяной смеси в свинце.

Рисунок 100 - Распределение скорости видимых фрагментов пузырей аргона в эвтектическом

сплаве свинец-висмут.

Рисунок 101 - Сравнение данных эксперимента (знаки) и расчета (линии): а - температура захолаживания свинца; б - изменение газосодержания для разных Qг.

4.5 Динамические процессы, возникающие при импульсной инжекции газа

в жидкость

4.5.1 Описание экспериментального стенда

Для выполнения эксперимента в воде установка состояла из нижней части, выполненной из дюралюминия и верхней части из стекла, чтобы проводить визуальные наблюдения и видеосъемку [154, 390]. В качестве газа использовался атмосферный воздух, нагнетаемый при помощи компрессора. Давление газа в системе задавалось при помощи прецизионного редуктора производства Сашо221.

Рисунок 102 - Схема экспериментального стенда: 1 - сосуд; 2 - датчик избыточного давления;

3 - электромагнитный клапан; 4 - термопара; 5 - столб жидкости; вертикальная труба.

В ходе проведения эксперимента производилась запись показаний датчиков давления газа в баллоне и преобразователя давления ЛХ-602. Видеосъемка процесса производилась с кадровой частотой 400 Гц. После релаксации жидкости и выхода газовых пузырей на ее поверхность эксперимент повторялся.

Для эксперимента со сплавом Розе установка представляла собой вертикальную трубу из нержавеющей стали. Рабочий участок был установлен в теплоизолированный объем, в котором производился нагрев путем нагнетания горячего воздуха. Для контроля температуры рабочего участка использовались три термопары типа К. Одна из них была установлена на корпусе датчика давления, еще две - на расстояниях 400 и 700 мм от нижней части установки. Эксперименты проводились при температуре расплава 135 оС. Залив расплава перед проведением экспериментов производился через верхний торец рабочего участка через переливную линию.

Геометрические параметры рабочих участков были подобными. Внутренние диаметры рабочих участков для водяного и ТЖМТ теплоносителей 25 мм. На расстояниях z = 60 были установлены датчики давления ЛХ-602. Длина трубы 1200 мм. Верхний торец трубы был открыт. Газ подавался через штуцер, установленный в центре дна. К нему был подсоединен клапан производства Camozzi, время открытия которого управлялось при помощи программируемого контроллера.

В начале эксперимента происходит открытие электромагнитного клапана (диаметр проходного сечения 2,5 мм) за время около 5 мс. Непосредственно перед клапаном находится

сосуд объемом 1,8 литра, в котором находится газ под постоянным давлением. При открытии клапана «взрывным» образом происходит впрыск газа в расплав. Истечение газа в рабочий участок происходит через нижний торец рабочего участка, соединённого с выходным штуцером клапана трубкой длиной 20 мм и диаметром 6 мм.

Во время экспериментов высота столба жидкости Н изменялась в пределах 500-1000 мм, давление в системе подачи газа Р0 120-200 кПа, время открытия клапана ^нж - 50-125 мс.

4.5.2 Методы и неопределенности измерений

Измерение пульсаций давления производилось с использованием пьезоэлектрических датчиков давления, имеющих резонансную частоту 15 кГц. Данные записывались в виде цифрового файла с дискретностью 100 мкс. Сигнал с датчиков давления поступал через высокоомный усилитель на АЦП и затем записывался в цифровом виде. Суммарная неопределенность измерений определялась в результате тарировки, как и чувствительность датчиков. Она не превышала 15% в частотном диапазоне 5 Гц - 15 кГц.

Измерение температуры жидкости в процессе вдува газа/пара в расплав проводилось при помощи малоинерционной термопары. Использовался спай медь-константан. Диаметр проводов термопары 0,12 мм. Неопределенность измерений температуры не более ±1,5°С.

Изменение свободного уровня определялось регистрацией перемещений малоинерционного поплавка на свободной границе расплава. Неопределенность измерения уровня не более ±2,5%.

Во время эксперимента непрерывно происходила запись изменения давления в канале и эволюции свободного уровня расплава. Измерения заканчивались по достижении времени выхода газа через свободный уровень.

4.5.3 Эволюция параметров теплоносителя при внезапной

инжекции дисперсной фазы

На рисунках 103 - 106 приведены данные по эволюции параметров стенда для экспериментов с водой в качестве рабочей жидкости. При открытии запорного клапана начинается падение давления в газовой системе из-за выхода газа в объем жидкости. После закрытия клапана падение давления прекращается. Можно провести оценку времени открытия клапана и потери давления (расход) газа во время эксперимента. Процесс ввода газа является определяющим для эволюции давления в объеме жидкости. В период времени между открытием

и закрытием клапана наблюдаются высокочастотные пульсации давления, вызванные распространением ударной волны. В это же время происходит впрыск газа и формирование газовой каверны. При закрытии входного клапана прекращается подача газа, формируется крупный газовый пузырь и начинаются низкочастотные осцилляции объема пузырей с затихающей со временем амплитудой. Увеличение времени открытия клапана приводит к уменьшению максимальной амплитуды колебаний давления и увеличению периода колебаний. Характерное время протекания процесса зависит от времени вдува газа, высоты столба и давления в газовой камере и занимает от 1 до 3,5 секунд.

Из-за вспенивания и расслоения в ходе проведения экспериментов определение динамики свободного уровня жидкости затруднено. Отслеживание колебаний носика пузыря Тейлора было осуществлено с помощью обработки данных видеосъёмки, которая была выполнена в автоматическом режиме с помощью оригинального программного обеспечения. Полученные данные приведены на рисунке с помощью линий синего цвета. После открытия клапана наблюдается ряд хорошо заметных осцилляций. После завершения колебательного процесса изменение позиции пузыря связано с его всплытием. При этом скорость движения пузыря хорошо описывается с помощью формулы (1). Оцененное по формуле положение носика пузыря приведено на рисунках (линия 2). Линия 3 показывает скорость начальной динамики фронта. При Ро=120 и 200 кПа начальная скорость фронта составляет около 2 и 3 м/с соответственно.

Данные экспериментов с использованием сплава Розе приведены на рисунках 107 - 110. Изменяемыми параметрами являлись время открытия клапана, давление в газовой системе и высота столба жидкости.

В отличие от прозрачной жидкости, в этом случае невозможно оценить динамику газовой фазы непосредственно в канале. Поэтому производилось изучение динамики свободного уровня расплава. Для измерений использовался малоинерционный поплавок, изготовленный из дюралюминия. Вес поплавка был незначителен в сравнении с весом столба модельной жидкости. Для определения положения поплавка производилась видеосъемка с частотой 60 Гц и разрешением 1920х1080. Верхний шток поплавка помещался в колбу из органического стекла. При помощи матового фона и подсветки было реализовано теневое освещение. Была проведены калибровка, позволяющая определить количество пикселей на линейный размер изображения. Полученная информация обрабатывалась в автоматическом режиме. Эксперименты проводились с поплавком и без поплавка для каждого из исследуемых режимов. Отклонений в динамике давления выявлено не было.

Полученные результаты приведены на рисунках в виде синей линии. Впрыск газа оказывает на положение уровня следующее влияние. В начальный период времени клапан ввода аргона открыт и происходит закачка газа в рабочий участок. При этом наблюдается практически линейное увеличение уровня. Затем клапан запирается, происходит формирование газовой каверны и начинается колебательный процесс, связанный с пульсациями пузыря. Через некоторое время после угасания осцилляций уровня происходит выход газового пузыря через свободную поверхность расплава и падение поплавка.

Красными линиями на рисунках приведены данные о зависимости Р(1;). На реализациях давления наблюдается колебательный процесс с характерными частотами от 5 до 10 Гц, в зависимости от исследуемых режимов.

Анализ полученных данных по изменениям давления и свободного уровня жидкости указывает на следующие общие закономерности:

- амплитуда и частота пульсаций давления в канале зависит от начального давления инертного газа, высоты столба жидкости, расхода инертного газа, времени вдува газа, плотности жидкости и соотношения между диаметрами отверстия истечения газа и диаметром канала;

- амплитуда пульсаций давления при внезапном истечении газа в жидкость существенно увеличивается при повышении давления газа при сохранении прочих исходных параметров;

- амплитуда пульсаций давления увеличивается при увеличении плотности жидкости;

- частота пульсаций давления в большей степени определяется соотношением объемов выдувшегося газа и жидкости, с увеличением этого соотношения частота пульсаций увеличивается при прочих равных условиях;

- с увеличением исходного давления газа частота пульсаций также увеличивается при сохранении прочих равных условий;

- колебания свободного уровня жидкости находятся в противофазе с пульсациями давления в канале, при уменьшении давления уровень жидкости поднимается вверх, чем больше амплитуда пульсаций давления, тем выше размах колебаний уровня жидкости;